SlideShare a Scribd company logo

Проблемы недропользования. 2017. Выпуск 1 (12).

I
igdweb

Документ представляет собой электронное научное издание, посвященное проблемам недропользования, издаваемое Федеральным государственным бюджетным учреждением Институтом горного дела Уральского отделения РАН. Он включает материалы Всероссийской молодежной научно-практической конференции, в которой приняли участие более 70 исследователей из различных вузов и институтов России и соседних стран. Основное внимание уделяется вопросам геотехнологий, геомеханики и экологической эффективности при разработке недр.

Science
1 of 181
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
56
57
58
59
60
61
62
63
64
65
66
67
68
69
70
71
72
73
74
75
76
77
78
79
80
81
82
83
84
85
86
87
88
89
90
91
92
93
94
95
96
97
98
99
100
101
102
103
104
105
106
107
108
109
110
111
112
113
114
115
116
117
118
119
120
121
122
123
124
125
126
127
128
129
130
131
132
133
134
135
136
137
138
139
140
141
142
143
144
145
146
147
148
149
150
151
152
153
154
155
156
157
158
159
160
161
162
163
164
165
166
167
168
169
170
171
172
173
174
175
176
177
178
179
180
181
Сетевое периодическое научное издание ISSN 2313-1586 Выпуск 1 Екатеринбург 2017 16+
Сетевое периодическое научное издание ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ Учредитель – Федеральное государственное бюджетное учреждение науки Институт горного дела Уральского отделения РАН № государственной регистрации Эл № ФС77-56413 от 11.12.2013 Выходит 4 раза в год только в электронном виде РЕДАКЦИОННАЯ КОЛЛЕГИЯ: С.В. Корнилков, д.т.н., проф., директор ИГД УрО РАН, г. Екатеринбург - главный редактор В.М. Аленичев, д.т.н., проф., г.н.с., ИГД УрО РАН, г. Екатеринбург – зам. главного редактора Члены редакционной коллегии: Н.Ю. Антонинова, к.т.н., заведующая лабораторией ИГД УрО РАН, г. Екатеринбург А.А. Барях, д.т.н., проф., директор ГИ УрО РАН, г. Пермь Н.Г. Валиев, д.т.н., проф., проректор по науке УГГУ, г. Екатеринбург С.Д. Викторов, д.т.н., проф., заместитель директора ИПКОН РАН, г. Москва С.Е. Гавришев, д.т.н., проф., директор ИГД и Т, МГТУ, г. Магнитогорск А.В. Глебов, к.т.н., заместитель директора ИГД УрО РАН, г. Екатеринбург С.Н. Жариков, к.т.н., с.н.с., ИГД УрО РАН, г. Екатеринбург А.Г. Журавлев, к.т.н., с.н.с., ИГД УрО РАН, г. Екатеринбург В.С. Коваленко, д.т.н., проф., заведующий кафедрой МГГУ, г. Москва В.А. Коротеев, д.т.н., проф., академик, советник РАН ИГГ УрО РАН, г. Екатеринбург М.В. Курленя, д.т.н., проф., академик, директор ИГД СО РАН, г. Новосибирск С.В. Лукичев, д.т.н., проф., заместитель директора ГоИ КНЦ РАН, г. Апатиты В.В. Мельник, к.т.н., заведующий лабораторией ИГД УрО РАН, г. Екатеринбург И.Ю. Рассказов, д.т.н., директор ИГД ДВО РАН, г. Хабаровск И.В. Соколов, д.т.н., заведующий лабораторией ИГД УрО РАН, г. Екатеринбург С.М. Ткач, д.т.н., директор ИГДС СО РАН, г. Якутск С.И. Фомин, д.т.н., проф. кафедры, НМСУ «Горный», г. Санкт-Петербург А.В. Яковлев, к.т.н., заведующий лабораторией ИГД УрО РАН, г. Екатеринбург В.Л. Яковлев, д.т.н., проф., чл.-корр., советник РАН, ИГД УрО РАН, г. Екатеринбург Издатель: Федеральное государственное бюджетное учреждение науки Институт горного дела Уральского отделения РАН Все статьи проходят обязательное рецензирование Адрес редакции: 620075, г. Екатеринбург, ул. Мамина-Сибиряка, д. 58, тел. (343)350-35-62 Сайт издания: trud.igduran.ru Выпускающий редактор: О.В. Падучева Редактор: О.А. Истомина Компьютерный набор и верстка: Т.Н. Инякина, Т.Г. Петрова Верстка сайта: М.В. Яковлев 16+
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ № 1, 2017 г. 3С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Уважаемые читатели! 28 - 30 марта 2016 г. Институтом горного дела УрО РАН была проведена юбилей- ная X Всероссийская молодежная научно-практическая конференция по проблемам недропользования с участием иностранных ученых. В работе конференции приняли участие более 70 человек, представляющих 14 академических, отраслевых и учебных институтов, производственных предприятий России: Горный Институт КНЦ РАН, г. Апатиты, Мурманская обл.; Национальный ми- нерально-сырьевой университет "Горный", Санкт-Петербург; ИГД УрО РАН, Екатерин- бург; Самарский государственный технический университет; Томский Политехнический университет; Институт геомеханики и освоения недр НАН КР, Кыргызстан, г. Бишкек; Уральский государственный горный университет, г. Екатеринбург; ООО «Нитро-Техно- логии Саяны», Красноярский край, г. Красноярск; ИГД ДВО РАН, г. Хабаровск; ГВУЗ «Национальный горный университет», Украина, г. Днепропетровск; ИГД СО РАН, г. Новосибирск; АО «Ковдорский ГОК», г. Апатиты; ЕвроХим – АО «Ковдорский ГОК», г. Апатиты; Институт геофизики УрО РАН, г. Екатеринбург. Регламент конференции включал в себя научную школу для молодых ученых и работу общей секции («Геотехнология, геоэкология, геоэкономика» и «Геомеханика, разрушение горных пород»). На протяжении всей работы конференции был организован телемост с Горным институтом КНЦ РАН. Научная школа для молодых ученых по основным направлениям исследований, обсуждаемым в рамках программы конференции (геотехнология, геомеханика, геоэко- логия, геофизика, геология, основные тенденции развития горной промышленности в России), организована в виде лекционных докладов ведущих специалистов Уральского отделения РАН и КНЦ РАН. Были заслушаны выступления член-корр. РАН Яковлева В.Л.; д.т.н., проф. Корнилкова С.В. (Институт горного дела УрО РАН); д.т.н. Селиванова Е.Н. (Институт металлургии УрО РАН); акад. РАН Вотякова С.Л.; к.т.н. Наговицына О.В. (Горный институт Кольского научного центра РАН). В работе общих секций «Геотехнология, геоэкология, геоэкономика» и «Геомеха- ника, разрушение горных пород» приняли участие около 60 молодых специалистов ор- ганизаций и предприятий горного профиля Екатеринбурга, Апатитов и других городов Российской Федерации и ближнего зарубежья. Было заслушано около 50 докладов на следующие темы: • развитие безлюдной добычи минерального сырья; • проветривание шахт и кондиционирование рудничного воздуха; • проблемы устойчивости бортов карьеров; • проблемы выбора вида карьерного транспорта; • новые методы комплексной переработки золошлакового материала; • исследования фрактальных характеристик на контуре подземных горных выработок. Были затронуты и другие темы, касающиеся добычи и переработки полезных ископае- мых. Председатель Совета молодых ученых ИГД УрО РАН Князев Д.Ю.
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ № 1, 2017 г. 4С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Содержание ГЕОТЕХНОЛОГИЯ Билин А.Л., Наговицын Г.О. Обоснование подхода к расчету параметров циклического развития рабочей зоны карьера при применении срезаемых рудоспусков ………………. 6 Журавлева О.Г. Кластеризация сейсмических событий в условиях удароопасных месторождений Хибинского массива ……………………………………………………………………….. 14 Никитин И.В. Оптимизация параметров вскрытия при подземной разработке подкарьерных запасов кимберлитового месторождения ………………………………………………….. 21 Барановский К.В., Антонов В.А., Соколов И.В. Закономерности изменения потерь и разубоживания в комбинированной системе подземной добычи кварцевого сырья …………………... 29 Громов Е.В. Обоснование возможности реконструкции подземной транспортной схемы рудника при переходе на перспективные способы транспортирования руды (на примере гор.+170 м Кукисвумчоррского месторождения) ……………………………………………. 38 Павлишина Д.Н., Шумилов П.А., Терещенко С.В. Разработка инструмента формирования эффективных технологических схем стабилизации качества рудопотока ……………………………….. 48 ГЕОМЕХАНИЧЕСКИЕ ИССЛЕДОВАНИЯ Вязовкина А.О. О корректности прогноза толщин и пористости пластов-коллекторов, определяемых по материалам сейсморазведки …………………………………………………………….. 56 Кузнецов Н.Н. Исследование влияния обводненности на энергонасыщенное состояние иерархично-блочной геологической среды ………………………………………………………………… 64 Терешкин А.А., Мигунов Д.С., Аникин П.А., Гладырь А.В., Рассказов М.И. Оценка геомеханического состояния ударноопасного массива горных пород по данным локального геоакустического контроля ………………………………………………………...................... 72 Прищепа Д.В. Обоснование моделей напряженно-деформированного состояния трещиноватого породного массива …………………………………………………………………………. 81 Франц В.В. Исследование фрактальных характеристик трещиноватости для прогноза прочности и устойчивости породного массива ……………………………………………… 89 Харисов Т.Ф., Князев Д.Ю. Закономерности деформирования породных стенок ствола в процессе продвижения забоя в условиях запредельного напряженно-деформированного состояния массива ….. 96 Сидляр А.В., Потапчук М.И. Обоснование параметров скважинной разгрузки массива горных пород Николаевского полиметаллического месторождения, опасного по горным ударам ...….. 102 РАЗРУШЕНИЕ И МЕХАНИКА ГОРНЫХ ПОРОД Алениче И.А. Обоснование параметров взрывной отбойки обводненных апатит-нефелиновых руд … 112 МОДЕЛИРОВАНИЕ Камянский В.Н. Моделирование взрыва скважинных зарядов в среде ANSYS ………………………… 119 Корниенко А.В. Опыт применения параллельных вычислений в алгоритмах системы MINEFRAME ... 127 Дмитриев С.В. Моделирование напряженно-деформированного состояния массивов горных пород с учетом неоднородности …………………………………………………………………… 132 Семин М.А., Левин Л.Ю. Разработка методики моделирования аэрологических процессов в рудничных вентиляционных сетях при реверсировании главных вентиляторных установок ………. 138 ЭКОЛОГИЯ И ПЕРЕРАБОТКА МИНЕРАЛЬНОГО СЫРЬЯ Соломеин Ю.М., Никитин И.В. Определение эколого-экономической эффективности освоения Естюнинского месторождения на основе экономико-математического моделирования …….. 146 Прохоров К.В., Александрова Т.Н. Разработка методов комплексной переработки золошлакового материала ……………………………………………………………………………………. 154 ТЕОРИЯ МАШИН И МЕХАНИЗМОВ Лубенец Н.А., Лубенец Т.Н. Общий закон о трении тел в реализации силы тяги транспортными машинами с гибким тяговым органом ……………………………………………………. 165 ТЕХНИКА БЕЗОПАСНОСТИ Мелихов М.В., Мелихов Д.В. Опыт защиты людей при проведении инженерных изысканий на карьерных уступах ………………………………………………………………………………………… 175
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е ГЕОТЕХНОЛОГИЯ
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 6С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е УДК 622.2 DOI: 10.18454/2313-1586.2017.01.006 Билин Андрей Леонидович кандидат технических наук, ведущий научный сотрудник, Горный институт КНЦ РАН, 184209, г. Апатиты, Мурманская обл., ул. Ферсмана, 24 e-mail: bilin@goi.kolasc.net.ru Наговицын Григорий Олегович аспирант, Горный институт КНЦ РАН, e-mail: Nagovitsyn_GO@goi.kolasc.net.ru ОБОСНОВАНИЕ ПОДХОДА К РАСЧЕТУ ПАРАМЕТРОВ ЦИКЛИЧЕСКОГО РАЗВИТИЯ РАБОЧЕЙ ЗОНЫ КАРЬЕРА ПРИ ПРИМЕНЕНИИ СРЕЗАЕМЫХ РУДОСПУСКОВ Bilin Andrew L. candidate of technical sciences, leading researcher, Mining institute KSC RAS, 184209, Apatite, Murmansk region, 24 Fersman st.. e-mail: bilin@goi.kolasc.net.ru Nagovitzin Grigory O. post-graduate student, The Mining institute KSC RAS e-mail: Nagovitsyn_GO@goi.kolasc.net.ru GROUNDING THE APPROACH FOR CALCULATION THE PARAMETERS OF CYCLIC DEVELOPMENT OF OPEN-PIT WORKING AREA APPLYING CUTTABLE ORE PASSES Аннотация: Рассмотрены плоский и объемный случаи распо- ложения рудоспусков в добычной зоне карьера. Получен цикл углубки рабочей зоны карьера, ко- торый позволяет равномерно распределять объемы руды по периодам цикла и рудоспускам, а также производить срезку рудоспусков через равные промежутки времени. Ключевые слова: рудоспуск, рабочая зона карь- ера, цикл углубки, срезка рудоспусков Abstract: The article describes both the flat and volume case of ore passes location in working area of the open pit. The sinking cycle of the open pit working area is obtained, that allows to distribute the volumes of ore to ore passes and cycle periods evenly, as well as to produce the ore passes cutting in regular intervals. Key words: ore pass, open pit working area, sink- ing cycle, ore passé cutting В настоящее время часть предприятий, отрабатывающих месторождения комби- нированным способом, использует подземные горные выработки для транспортирова- ния добываемой карьером руды. Данная схема вскрытия глубоких горизонтов карьера позволяет уменьшить расстояние транспортирования руды на фабрику, а также длину внутрикарьерных перевозок и тем самым улучшить технико-экономические показатели. Подземные транспортные комплексы (ПТК) используются на карьерах рудников России – Кок-Су, Лениногорском, Тырныаузском, Алтын-Топканском, Хайдарканском, Ко- унрадском – и на ряде зарубежных [1]. Перепуск руды из карьера на подземный кон- центрационный горизонт осуществляется, как правило, с помощью рудоспусков. На Кольском полуострове (северо-западный регион европейской части России) расположен рудник «Железный» Ковдорского ГОКа, отрабатывающий с 60-х годов 20-го века месторождение комплексных железных руд. До настоящего времени транспорти- ровка руды из карьера к обогатительной фабрике осуществлялась с использованием цик- лично-поточной технологии при проектной глубине карьера 565 м по замкнутому кон- туру. Одним из возможных вариантов дальнейшей разработки карьера является приме- нение новой конструкции бортов и ПТК для вскрытия глубоких горизонтов карьера. ПТК будет включать два сближенных наклонных ствола, в одном из которых предполагается разместить выдачной конвейерный комплекс и рудоспуски в рабочей зоне карьера. В связи с высокой производительностью карьера (до 20 – 25 млн т руды в год) при данной схеме вскрытия предполагается применение трех рудоспусков, располагающихся по длинной оси карьера.
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 7С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Расположение рудоспусков, формируемых в рабочей зоне карьера, для минимиза- ции затрат на транспортирование должно удовлетворять условию минимального рассто- яния транспортирования руды от забоя до устья рудоспуска и равномерного распределе- ния объемов руды по рудоспускам для обеспечения равномерной срезки рудоспусков. Таким образом, оптимальное расположение рудоспусков при разработке месторождений открыто-подземным способом является актуальной проблемой, которая в настоящее время практически никак не освещена в литературе. Рассмотрим схему расположения трех рудоспусков в добычной зоне карьера на примере разработки крутопадающего месторождения. Для пояснения метода выбора оп- тимального расположения рудоспусков будем считать, что они располагаются на одной линии. За исходное положение горных работ примем трехуступную рабочую зону. Раз- местим рудоспуски в соответствии со схемой на рис. 1. Рудоспуск № 2 первоначально располагаем по середине рабочей зоны, а рудоспуски № 1 и № 3 – с отступами, равными 1/3 Lраб.зоны от рудоспуска № 2, соответственно, влево и вправо. Рис.1 – Схематичный вид рабочей зоны с рудоспусками Два рудоспуска будут находиться в работе, а один в ожидании срезки или в срезке. За один цикл углубки добычной зоны карьера (на один уступ) происходит три срезки рудоспусков, т. е. один цикл можно условно разделить на три периода (табл. 1). Таблица 1 Цикличность срезки рудоспусков Добавим подвижки одного цикла углубки. Каждой подвижке присвоим индекс вида «1.1», где первой цифрой обозначается период данной подвижки, а второй цифрой – номер рудоспуска, через который руда данной подвижки будет перепускаться. Для придания уникальности номерам подвижек добавим к их номерам буквенное обозначе- ние (рис. 2). Получаем следующее распределение подвижек по периодам: 1. На рудоспуск № 1 транспортируется руда подвижки 1.1А и 1.1Б, на рудоспуск № 2 – руда подвижки 1.2, которая является срезкой рудоспуска № 3; 2. На рудоспуск № 1 транспортируются подвижки 2.1А и 2.1Б, где 2.1А должна быть минимальной, в связи с тем что перемещается на один уступ вверх, из-за чего по- вышаются затраты на транспорт, а 2.1Б является срезкой рудоспуска № 2. На рудоспуск № 3 транспортируется руда подвижки 2.3; 3. На рудоспуск № 2 транспортируются подвижки 3.2А и 3.2Б, где 3.2А является срезкой рудоспуска № 1 и должна быть минимальной, в связи с тем что перемещается на один уступ вверх, из-за чего повышаются затраты на транспорт. На рудоспуск № 3 транс- портируется руда подвижки 3.3. Периоды Рудоспуски 1 1 2 срезка 2 1 срезка 3 3 срезка 2 3
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 8С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Рис. 2 – Распределение подвижек по периодам одного цикла углубки и рудоспускам Для обеспечения равномерного распределения объемов по рудоспускам должны выполняться следующие условия: 1. В первом периоде 1.1А + 1.1Б = 1.2; 2. Во втором периоде 2.1А + 2.1Б = 2.3; 3. В третьем периоде 3.2А + 3.2Б = 3.3; Следует отметить, что в данных уравнениях под величиной подвижки (для плос- кого случая продольного разреза) принимается ее длина. В итоге все подвижки можно разделить на четыре категории: 1. Подвижки, величина которых равна суммарному объему руды, перепускаемой через рудоспуск за один период (1.2, 2.3, 3.3). Условно назовем их «Х»; 2. Подвижки, величина которых равна половине суммарного объема руды, пере- пускаемой за один период (1.1А, 1.1Б). Условно назовем их «Х1», X1 = X 2⁄ ; 3. Подвижки, величина которых должна быть минимальной в связи с транспор- тированием их на один уступ вверх (2.1А, 3.2А). Условно назовем их «Хмин»; 4. Подвижки, величина которых равна разнице между суммарным объемом руды, перепускаемой за один период, и минимальной подвижкой (2.1Б, 3.2Б). Условно назовем их «Х2», X2 = X − Xмин. Выразим длину рабочей зоны как сумму длин подви- жек: 𝐿раб.зоны = 3X + 2X1 + 2X2 + 2Xмин = = 3X + 2X 2⁄ + 2(X − Xмин) + 2Xмин = = 3X + X + 2X − 2Xмин + 2Xмин = 6X. Следовательно, зная длину рабочей зоны, можно вы- числить длину подвижки Х, величина которой условно равна объему руды, перепускаемой через один рудоспуск за период, а также длины подвижек Х1 и Х2. Определим длину минимальной подвижки. Допустим, что срезка рудоспусков будет вестись по схеме с минимиза- цией одновременно взрываемого ВВ («щадящая техноло- гия»), предложенной для рудника Центральный АО «Апа- тит» рис. 3 [2] При такой схеме первоначально взрываются участки на удалении от устья рудоспуска 10 – 20 м, а близлежащие к нему (3 –4 ряда) взрываются в последнюю очередь одновре- менно по одну и другую сторону от оси рудоспуска. Таким образом, величину минимальной подвижки можно опреде- лить следующим образом: Хмин = Dу.р. + 2*(10÷20), где Dу.р. – диаметр устья рудоспуска. Например, на Каджаранском медно-молибденовом месторождении [3] применя- лись рудоспуски диаметром 3 м, устье рудоспуска составляло 13 – 14 м при высоте уступа 10 м, т.е. Хмин для рудоспусков диаметром 3 м находится в пределах от 34 до 44 м. Рис. 3 – Схема срезки рудоспуска (щадящая технология)
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 9С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е На руднике Центральный АО «Апатит» применялись рудоспуски диаметром 5 м, устье рудоспуска достигало 22 – 25 м [4], т.е. Xмин для рудоспусков диаметром 5 м находится в пределах от 45 до 55 м. Для подвижки 2.1А величина Xмин зависит от размеров разрез- ной траншеи. В среднем принимаем минимальную величину Хмин, равную 50 м. Выразим длины подвижек в процентах от длины рабочей зоны: 𝐿раб.зоны = 6X → X = 100 6⁄ = 16,6 % ; X1 = X 2⁄ = 16,6 2⁄ = 8,3 % . Рассмотрим пример рабочей зоны, длина которой составляет 1200 м. Вычислим длины подвижек: X = 200м (16,6 %); X1 = X 2⁄ = 100м (8,3 %); Xмин = 50 м (4,2 %); X2 = X − Xмин = 150 м (12,4 %). Допустим, что рудоспуск № 1 будет расположен посередине минимальной по- движки Xмин, рудоспуски № 2 и № 3 будут располагаться в подвижках 2.1Б и 1.2 таким образом, что срезка производится к концу отработки соответствующей подвижки. В итоге получается цикл углубки рабочей зоны карьера с равномерным распреде- лением объемов руды по периодам и рудоспускам (рис. 4). Как видим, сравнивая рис. 4 с рис. 2, рациональное размещение рудоспусков существенно смещается относительно центра тяжести рудного тела. Рис. 4 – Цикл углубки рабочей зоны карьера Перейдем к рассмотрению объемного случая расположения рудоспусков на при- мере Ковдорского карьера. Следует отметить, что компьютерное моделирование выпол- нялось в созданном и развиваемом в Горном институте КНЦ РАН программном ком- плексе MINEFRAME [5], представляющем собой систему автоматизированного плани- рования, проектирования и сопровождения горных работ. В качестве исходного карьера примем контур на конец отработки по проработкам Горного института КНЦ РАН (рис. 5) [6]. Рудоспуски вступят в строй, когда рабочее дно карьера опустится на гор. -365 м. Для этой отметки был построен контур рудной зоны, площадь которой составила 386 тыс. м2 . Исходя из схемы, полученной при рассмотрении плоского случая, разделим рудную площадь на подвижки, чтобы соблюдалось полученное процентное соотношение площадей подвижек к площади рудной зоны (табл. 2). Корректировка Хмин. Вскрывающий котлован состоит из двух подвижек 2.1А и 3.2А, величина которых должна быть минимальной в связи с транспортированием их на один уступ выше. Площадь подвижки 2.1А, состоящей из съезда шириной 30 м и началь- ного котлована 50 м × 70 м, составляет примерно 6500 м2 . Подвижка 3.2А является срез- кой рудоспуска № 1, причем нужно учитывать, что в плане она представляет собой окружность радиусом 25 м, ее площадь равна примерно 2000 м2 . Для равномерного рас- пределения объемов руды по рудоспускам во 2-м и 3-м периодах должны выполняться равенства: 2.1А + 2.1Б = 2.3 и 3.2А + 3.2Б = 3.3. Учитывая изменившиеся 2.1А и 3.2А, необходимо пересчитать площади подвижек 2.1Б и 3.2Б (табл. 3).
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 10С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Таблица 2 Распределение площадей подвижек № подвижки Категория подвижки Доля от рудной площади, % Площадь, тыс. м2 1.1А Х1 8,3 32,15 2.1А Хмин 4,2 16,07 3.2А Хмин 4,2 16,07 1.1Б Х1 8,3 32,15 2.1Б Х2 12,4 48,22 3.2Б Х2 12,4 48,22 1.2 Х 16,6 64,30 2.3 Х 16,6 64,30 3.3 Х 16,6 64,30 Рис. 5 – Контур карьера на конец отработки
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 11С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Таблица 3 Скорректированные площади подвижек № подвижки Категория подвижки Доля от рудной площади, % Площадь, тыс. м2 1.1А Х1 8,3 32,15 2.1А Хмин 1,7 6,50 3.2А Хмин 0,5 2,00 1.1Б Х1 8,3 32,15 2.1Б Х2 15,0 57,80 3.2Б Х2 16,1 62,30 1.2 Х 16,6 64,30 2.3 Х 16,6 64,30 3.3 Х 16,6 64,30 По полученным площадям подвижек отстраиваем добычную зону карьера (рис. 6). Рудоспуск № 1 выводим на площадку горизонта -530 м в северном торце карьера, рудо- спуски № 2 и 3 располагаем в соответствии с дном конечного карьера так, чтобы все три рудоспуска находились на одной оси. Для того чтобы соблюдалось условие минималь- ного плеча транспортирования, подвижки 1.1А и 1.1Б располагаем вокруг рудоспуска № 1; 3.2Б – вокруг рудоспуска № 2; 2.3 – вокруг рудоспуска № 3. Рис. 6 – Добычная зона карьера с оптимальным расположением рудоспусков Отстроив положения добычной зоны карьера по периодам, получим цикл углубки, состоящий из трех периодов (рис. 7): 1. Срезка рудоспуска № 3 и расширение вскрывающего котлована до границ по- движек 1.1Б и 1.1А. 2. Срезка рудоспуска № 2 со вскрытием нового горизонта съездом и начальным котлованом в северном торце добычной зоны и отработка подвижки 2.3 в южном. 3. Отработка подвижек 3.3, 3.2Б, срезка рудоспуска № 1, возврат к первоначаль- ному положению добычной зоны карьера.
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 12С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Рис. 7 – Цикл углубки добычной зоны карьера Таким образом, в результате выполненных проработок разработаны принципы, позволяющие определять местоположение рудоспусков в добычной зоне карьера и обес- печивающие равномерное распределение объемов руды по рудоспускам. Отработка ве- дется циклами, включающими в себя три периода. В начале и в конце каждого цикла добычная зона, трансформируясь в течение трех периодов, принимает форму первона- чального положения. За один цикл происходит три срезки рудоспусков через равные промежутки времени. Равномерное распределение объемов руды по рудоспускам исклю- чит случаи перегрузки бункера рудоспуска, в результате которых образуются зависания, а также обеспечит выполнение плановой производительности рудника.
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 13С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Также для условий карьера «Железный» Ковдорского ГОКа разработаны трафа- реты трех периодов одного цикла углубки добычной зоны карьера, обеспечивающие рит- мичную отработку запасов с равномерным распределением объемов руды по периодам и рудоспускам. Установлено, что время отработки цикла обратно пропорционально темпу углубки добычной зоны карьера. Вследствие уменьшения с глубиной площади рудной зоны, темп углубки возрастает, а время отработки цикла пропорционально уменьшается. Литература 1. Черных А.Д. Эффективность открыто-подземной разработки месторождений полезных ископаемых / А.Д. Черных, О.С. Брюховецкий // Цветметинформация. - М., 1988. 2. Инструкция по эксплуатации глубоких карьерных рудоспусков комбината «Апатит» / А.И. Арсентьев, Л.Н. Гаркуша, А.А. Кулешов, Н.И. Маркова, Б.К. Оводненко, Т.И. Павленко. - Кировск, 1966. 3. Мкртчян Б.И. Опыт эксплуатации карьерных рудоспусков в условиях Каджка- ранского месторождения / Б.И. Мкртчян, Ф.А. Петросян, К.Б. Мкртчян // Горный жур- нал. - 1988. - № 9. – С. 42 - 44. 4. Глубокие рудоспуски / В.В. Гущин, Ю.А. Епимахов, А.А. Козырев и др. – Апа- титы: Изд-во КНЦ РАН, 1997. - 196 с. 5. Наговицын О.В. Автоматизированные инструменты инженерного обеспечения горных работ в системе MINEFRAME / О.В. Наговицын, С.В. Лукичёв // ГИАБ. – 2013. – № 7. – С. 184 - 192. 6. Лукичев С. В. Обоснование способов вскрытия рудных месторождений с при- менением различных комбинаций конвейерного транспорта / С.В. Лукичев, О.В. Белого- родцев, Е.В. Громов // Физико-технические проблемы разработки полезных ископае- мых. – 2015. - № 3.– С. 72 - 82.
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 14С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е УДК 550.34 DOI: 10.18454/2313-1586.2017.01.014 Журавлева Ольга Геннадьевна кандидат технических наук, научный сотрудник, Горный институт КНЦ РАН 184209 г. Апатиты, Мурманская обл., ул. Ферсмана, 24 e-mail: ZhuravlevaOG@goi.kolasc.net.ru КЛАСТЕРИЗАЦИЯ СЕЙСМИЧЕСКИХ СОБЫТИЙ В УСЛОВИЯХ УДАРООПАСНЫХ МЕСТОРОЖДЕНИЙ ХИБИНСКОГО МАССИВА Zhuravleva Olga G. candidate of technical sciences, researcher, The Mining Institute KSC RAS, 184209 Apatite, 24 Fersman st., e-mail: ZhuravlevaOG@goi.kolasc.net.ru SEISMIC EVENTS CLUSTERING IN THE CONDITIONS OF ROCKBURST ORE DEPOSITS OF THE KHIBINSKY ROCK MASS REGION Аннотация: Рассматривается применение кластерного ана- лиза сейсмической активности в высоконапря- женных массивах горных пород при ведении гор- ных работ. Кластерный анализ позволяет выде- лить группы сейсмических событий и оценить их взаимосвязь с горно-геологическими факто- рами. Ключевые слова: сейсмическая активность, кластерный анализ Abstract: The paper deals with application of cluster analy- sis method of seismic activity in highly stressed rock masses during mining operations. The cluster analysis allows selecting seismic events groups and analyzing interrelation between seismic events groups and mining and geological factors. Key words: seismic activity, cluster analysis. Постоянное техногенное воздействие на массив горных пород приводит к изме- нению в структуре массива и к росту уровня сейсмической активности в пределах отра- батываемых месторождений. Сейсмическая активность массива горных пород зависит от его напряженно-деформированного состояния, которое определяет степень изменения в зависимости от влияния геомеханических и геодинамических процессов, происходя- щих в нем [1]. Каждое сейсмическое событие вносит свой вклад в изменение конфигурации поля напряжений, т. е. оно является следствием действия предыдущих сейсмических событий или, в случае техногенной сейсмичности, следствием действия взрыва. Поэтому очаг сильного сейсмического события можно рассматривать как суммарный итог развития процесса разрушения в некоторой окрестности этого очага. В свою очередь, сильное сей- смическое событие оказывает существенное влияние на последующую сейсмическую активность региона. В результате чего, например, могут проявиться множественные аф- тершоки. Также могут быть спровоцированы другие крупные события [2]. Наличие геодинамически активных структур в пределах отрабатываемого место- рождения приводит к рискам возникновения горных ударов регионального и локального происхождения – геодинамическим рискам, которые, в свою очередь, подразделяются на риски возникновения сейсмической опасности и удароопасности. Зоны сопряжения гео- динамически активных структур представляют собой наиболее опасные участки недр, характеризующиеся самыми высокими рисками развития опасных геодинамических процессов и явлений. Если разрабатываемые месторождения расположены в районах с достаточно гу- стой сетью сейсмических станций, то для оценки геодинамического риска могут быть  Исследования выполнены в рамках гранта по приоритетному направлению деятельности РНФ «Прове- дение фундаментальных научных исследований и поисковых научных исследований отдельными научными группами» № 14-17-00751
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 15С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е привлечены данные сейсмологических наблюдений. При этом в качестве критериев для выделения границ блоковых структур может использоваться уровень сейсмической ак- тивности, характеризующий сейсмический режим данного района, а также его флуктуа- цию во времени и пространстве. Объект исследований Кировский рудник АО «Апатит» (Кр) ведет отработку Кукисвумчоррского и Юкспорского апатит-нефелиновых месторождений подземным способом. Эксплуатиру- емые месторождения представляют собой пластолинзообразную залежь и образуют еди- ное рудное тело, имеющее северо-западное простирание, падение на северо-восток с уг- лами падения от 15 до 50. Разделителем рудного тела на два месторождения является Саамский разлом – разрывное нарушение, мощность зоны которого на разных участках колеблется в пределах от 1 до 136 м (в пределах рудника в среднем 10 – 40 м). В отра- ботке находятся горизонты +410 м, +320 м, +250 м, +170 м и +90 м. В целях обеспечения безопасности горных работ оценка уровня сейсмической ак- тивности на действующих и строящихся горизонтах является актуальной задачей. На Ки- ровском руднике до 2008 г. велись сейсмологические наблюдения на Кукисвумчоррском и Юкспорском месторождениях двумя автоматизированными системами контроля со- стояния массива (АСКСМ-К и АСКСМ-Ю, соответственно). Начиная с 2008 г. регистра- ция сейсмических событий обеспечивается единой системой АСКСМ-Кр, зона уверен- ной регистрации которой охватывает Кукисвумчоррское и Юкспорское месторождения, а также Саамский разлом. Обеспечивается регистрация событий с энергией от 104 Дж. Максимальное качество регистрации обеспечивается в районах повышенной точ- ности, в которых регистрируются события в энергетическом диапазоне 103 – 109 Дж. По- грешность определения координат гипоцентра в районах повышенной точности не бо- лее 25 м. С января 2013 г. группой геофизического мониторинга Службы прогноза и пре- дупреждения горных ударов АО "Апатит" применяется новая система обработки данных сейсмических наблюдений. Если раньше базы данных сейсмических событий содержали информацию о дате, времени, координатах события и его энергии, то сейчас наряду с этими параметрами определяются сейсмический момент, механизм очага события и др. Методика исследований Многолетними исследованиями установлено, что сейсмические события на руд- никах проявляются неравномерно, и зачастую представляют собой скопления близкорас- положенных событий, которые могут рассматриваться как кластеры. Так, например, изу- чение сейсмического режима Кукисвумчоррского месторождения за длительный период наблюдений (2008 – 2016 гг.) показало, что кластеры сейсмических событий приурочены к местам активного ведения горных работ, к разрывным нарушениям, к формирующимся разрывным нарушениям в консоли пород висячего бока, а также могут образовываться под влиянием других факторов, как природных, так и техногенных [1, 3]. Важной задачей является не только определение числа кластеров сейсмособытий, но и возможность дальнейшего изучения каждого кластера. В общем случае кластерный анализ предназначен для объединения некоторых объектов в группы таким образом, чтобы в один класс попадали максимально схожие объекты, а объекты различных классов максимально отличались друг от друга. Количе- ственный показатель сходства рассчитывается в зависимости от данных, характеризую- щих объекты. Кластерный анализ зарегистрированных сейсмических событий позволяет разра- батывать классификации этих событий; проводить исследования схем группирования сейсмособытий; формулировать гипотезы возникновения сейсмических событий и осу- ществлять оценку выдвинутых гипотез.
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 16С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Существуют различные методы кластерного анализа групп данных. Их разнооб- разие объясняется как разными вычислительными методами, так и различными концеп- циями, лежащими в основе кластеризации. Основным критерием выбора того или иного метода кластеризации является практическая полезность результата. Большой объем данных сейсмических наблюдений с одной стороны и предвари- тельное представление относительно числа кластеров сейсмособытий с другой стороны обусловливают выбор метода кластерного анализа k-средних [4]. В общем случае с по- мощью данного метода строится ровно k различных кластеров, расположенных на воз- можно больших расстояниях друг от друга. Таким образом, целью является разбиение сейсмических событий на группы, характеризующиеся одинаковой или схожей причи- ной возникновения, которая впоследствии изучается более детально при выполнении многоэтапного анализа. Результаты исследований Кластерный анализ сейсмических событий проведен для событий с энергией от 103 Дж, зарегистрированных на Кукисвумчоррском крыле Кр в районе повышенной точ- ности АСКСМ-Кр в течение 2015 – 2016 гг. (рис. 1). Рис. 1 – Кластеризация сейсмических событий Кукисвумчоррского месторождения, совмещенная с планом горизонта +250 м Всего в районе повышенной точности Кукисвумчоррского крыла Кр выделено 15 кластеров сейсмических событий. Два кластера – это кластеры, объединяющие сейсмические события, нехарактер- ные для района наблюдений на протяжении рассматриваемого периода времени, а именно наиболее сильные сейсмические события, т. е. выбросы сейсмической энергии. В кластере из трех событий объединены события с энергией порядка 107 Дж. В кластере из одного события – событие с энергией порядка 108 Дж, зарегистрированное 27.01.2016. 1 2 3 45
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 17С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е В районе лежачего бока месторождения выделены два кластера событий № 1 (рис. 1) с энергией порядка 103 -106 Дж (с энергией порядка 106 Дж зарегистрировано одно событие). В целом уровень сейсмоактивности в этих кластерах низкий. В районе окисленной зоны выделены два кластера событий № 2 (рис. 1) с энергией порядка 103 -106 Дж (с энергией порядка 106 Дж зарегистрировано одно событие). Необхо- димо отметить, что два сильных события с энергией порядка 107 Дж, выделенные в от- дельный кластер, зарегистрированы также в районе окисленной зоны. Два кластера № 3 (см. рис. 1) приурочены к висячему боку месторождения и раз- делены разломом. Зарегистрированы события с энергией порядка 103 -107 Дж. Четыре кластера № 4 (см. рис. 1) образуют плотную группу событий в районе ведения горных работ. В двух кластерах не зарегистрированы сильные сейсмические со- бытия (максимум энергии 5,2·105 Дж и 3,1·104 Дж). Местоположение событий этих кла- стеров – на пересечении двух разломов. Другие два кластера расположены ближе к висячему боку месторождения. Энергия событий также не очень высока, однако зареги- стрированы сильные события (максимум энергии 1,3·106 Дж и 3,9·106 Дж). Три кластера сейсмических событий № 5 (рис. 1) выделены в блоке 7/10. Рассмот- рим более детально сейсмоактивность данного блока (рис. 2). Важным результатом кластеризации сейсмических событий является местополо- жение двух кластеров по разные стороны от разлома (на рис. 1 - кластеры красного и зеленого цвета). Благодаря этому выделена группа событий, которые можно считать об- ластью подготовки сильного сейсмического события с энергией порядка 108 Дж, зареги- стрированного 27.01.2016. а) б) Рис. 2 – Сейсмоактивность блока 7/10: а) – 2015 г., б) – 2016 г. Е>106 Дж Е=103 -106 Дж
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 18С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е В блоке 7/10 на горизонте +170 м 27.01.2016 был зафиксирован рост сейсмиче- ской активности, который сопровождался динамическими проявлениями горного давле- ния в выработках. Отмечались стреляние, звонкие хлопки, толчки. Событие квалифици- ровано как микроудар, причиной которого является действие высоких тектонических напряжений в массиве, наличие зоны опорного давления от очистных работ горизонта +262 м и влияние консоли вышележащих покрывающих пород. На гор. +236 м, где произошел микроудар, в последние несколько месяцев активно велись работы по проходке выработок непосредственно в зоне опорного давления. В вы- работках наблюдались проявления горного давления в динамической форме (интенсив- ное заколообразование, стреляние). Выделенный кластер сейсмических событий отражает подготовку мощного сей- смособытия с энергией 1,6·108 Дж (27.01.2016), после которого зарегистрирована серия афтершоков (21 сейсмическое событие, причем в первые 5 минут – 11 сейсмособытий). Формирование очага события происходило в стороне от разлома, центр очага – в районе разреза Р8. Активизация сейсмичности отмечена в начале ноября. Рост сейсмо- активности продолжался до момента возникновения сильнейшего события в данном блоке. После серии афтершоков сейсмоактивность блока значительно снизилась, однако требуется дальнейшее ее изучение. Отметим, что в зоне подготовки события постоянно производились технологические взрывы при проходке выработок (рис. 3). Из данных, представленных на рис. 4, видно, что в день проводилось не более четырех технологиче- ских взрывов. В некоторые дни взрывы не проводились. Периоды активизации сейсмо- активности блока 7/10 сменялись периодами спада. а) б) Рис. 3 – Сейсмоактивность блока 7/10 и проходка выработок: а) – ноябрь – декабрь 2015 г.; б) – январь 2016 г.
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 19С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Рис. 4 – Ежедневное распределение числа сейсмических событий и технологических взрывов при проходке выработок (красный цвет – взрывы, серый – сейсмособытия) Выводы Проведенными исследованиями установлено, что места пространственного рас- пределения зарегистрированных сейсмических событий связаны с зонами активного ве- дения горных работ и приурочены как к имеющимся разрывным нарушениям (в мас- сиве), так и к формирующимся разрывным нарушениям (в консоли пород висячего бока). Зачастую после проведения взрывных работ наблюдается спад сейсмоактивности. Од- нако технологические взрывы могут быть и триггерами реализующихся после них силь- ных сейсмических событий. Поэтому при проектировании и ведении горных работ необ- ходимо учитывать специфику отклика массива на сейсмическое воздействие, оказывае- мое взрывными работами. Проведение кластерного анализа позволяет более детально исследовать струк- туру множества сейсмических событий, разбив их на группы схожих событий. Благодаря этому в некоторой степени упрощается обработка данных и принятие решений, по- скольку исследуется каждый кластер или группа кластеров по отдельности. Также с по- мощью кластерного анализа можно выделить нетипичные сейсмические события, кото- рые не подходят ни к одному из кластеров. Таким образом, для обеспечения безопасности и эффективности ведения горных работ необходимо осуществлять анализ уровня сейсмической активности массива и его изменений (в режиме реального времени), а также оценку степени влияния различных возмущающих техногенных и природных факторов. 0 5 10 15 20 25 30 35 01.11.2015 04.11.2015 07.11.2015 10.11.2015 13.11.2015 16.11.2015 19.11.2015 22.11.2015 25.11.2015 28.11.2015 01.12.2015 04.12.2015 07.12.2015 10.12.2015 13.12.2015 16.12.2015 19.12.2015 22.12.2015 25.12.2015 28.12.2015 31.12.2015 03.01.2016 06.01.2016 09.01.2016 12.01.2016 15.01.2016 18.01.2016 21.01.2016 24.01.2016 27.01.2016 30.01.2016
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 20С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Литература 1. Козырев А.А. О кластеризации сейсмических событий при отработке ударо- опасных месторождений Хибинского массива / А.А. Козырев, О.Г. Журавлева, Ю.В. Фе- дотова // Фундаментальные и прикладные вопросы горных наук / ИГД СО РАН им. Н.А.Чинакала. – 2015. - № 2. - С.108 - 113. 2. Виноградов С.Д. Экспериментальное изучение сейсмического режима / С.Д. Виноградов, В.С. Пономарев // Природа. - № 3. – 1999. - С. 77 - 89. 3. Козырев А.А. Методические положения и некоторые результаты прогноза тек- тонических землетрясений на рудниках Кольского полуострова / А.А. Козырев, Ю.В. Федотова, О.Г. Журавлева // Геодинамика и напряженное состояние недр Земли: сб. науч. тр. — Новосибирск: ИГД СО РАН, 2008. — С. 502 – 506. 4. Мандель И.Д. Кластерный анализ / И.Д. Мандель. - М.: Финансы и статистика, 1988.
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 21С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е УДК 622.272.06 DOI: 10.18454/2313-1586.2017.01.021 Никитин Игорь Владимирович научный сотрудник лаборатории подземной геотехнологии, Институт горного дела УрО РАН, 620075, г. Екатеринбург, ул. Мамина-Сибиряка, 58 e-mail: geotech910@yandex.ru ОПТИМИЗАЦИЯ ПАРАМЕТРОВ ВСКРЫТИЯ ПРИ ПОДЗЕМНОЙ РАЗРАБОТКЕ ПОДКАРЬЕРНЫХ ЗАПАСОВ КИМБЕРЛИТОВОГО МЕСТОРОЖДЕНИЯ Nikitin Igor V. researcher of the laboratory of underground geo-technology, The Institute of mining UB RAS, 620075, Yekaterinburg , 58 Mamia-Sibiryak st. е-mail: geotech910@yandex.ru OPTIMIZATION THE PARAMETERS OF OPENING IN UNDERGROUND DEVELOPMENT OF THE KIMBERLITE DEPOSIT UNDERLYING RESERVES Аннотация: На современном этапе развития горного произ- водства переход к промышленному освоению кимберлитовых месторождений подземным способом обусловливает необходимость изыс- кания способов и схем вскрытия подкарьерных запасов, обеспечивающих повышение эффектив- ности и сокращение сроков ввода подземного рудника в эксплуатацию. Сконструированы ра- циональные варианты вскрытия подкарьерных запасов при комбинированной разработке ким- берлитового месторождения рудником произ- водственной мощностью 1 млн т руды в год. На основе технико-экономического сравнения вари- антов по критерию минимума дисконтирован- ных капитальных затрат на проведение горно- капитальных выработок и приобретение про- ходческого и транспортного оборудования и эксплуатационных затрат на подъем и транс- портирование руды установлено, что наиболь- шая эффективность вскрытия достигается комбинацией типов и мест заложения главных вскрывающих выработок и оптимизацией шага вскрытия. Ключевые слова: кимберлитовая трубка, под- земная разработка, способ вскрытия, схема вскрытия, оптимизация, технико-экономиче- ское сравнение, дисконтированные затраты Abstract: At the present stage of mining industry the transi- tion to the commercial development of kimberlite deposits by underground mining, provides the ne- cessity to find methods and schemes of opening un- derlying reserves, maintaining both the efficiency increase and terms reduction of commissioning the underground mine into operation. Rational variants of underlying reserves development by combined kimberlite deposit mining with1 million tons of ore per year. of a mine production capacity are de- signed. In terms of technical and economic com- parison the options according to the criterion of minimum discounted capital costs for carrying out mining workings and the acquisition of tunneling and transport equipment and operating costs on lift- ing and ore transportation it is set that the highest efficiency is achieved by a combination of opening types and locations of laying the main access road- ways and optimization the opening step. Key words: kimberlite pipe, underground mining, method of opening, scheme of opening, optimiza- tion, technical and economic comparison, dis- counted costs Западная Якутия является одной из крупнейших алмазоносных провинций мира. В районах провинции в течение более 50 лет АК «АЛРОСА» ведет разработку коренных кимберлитовых месторождений преимущественно комбинированным способом. В настоящий момент компания стоит на рубеже серьезных преобразований, связанных с исчерпанием потенциала открытой геотехнологии и переходом на промышленное осво- ение месторождений подземным способом [1]. Эффективность освоения подземных за- пасов во многом зависит от правильного выбора способа и схемы вскрытия [2, 3]. Анализ опыта проектирования и разработки кимберлитовых трубок «Интернаци- ональная», «Мир», «Айхал» и «Удачная» показал, что вскрытие подкарьерных запасов  Исследования выполнены при поддержке Комплексной программы фундаментальных исследований УрО РАН «Исследование переходных процессов и учет закономерностей их развития при разработке ин- новационных технологий оценки, добычи и рудоподготовки минерального сырья» (15-11-5-7)
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 22С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е месторождений, как правило, производилось вертикальными стволами с земной поверх- ности на глубину нескольких этажей. Для данного способа вскрытия характерны высо- кая трудоемкость и большие объемы капитальных работ, что в сложнейших условиях криолитозоны приводит к серьезному отставанию в сроках ввода рудников в эксплуата- цию. Сложившаяся ситуация обусловила в ряде случаев необходимость проведения до- полнительных выработок из карьера для ускорения строительства горизонтов рудника. Отсутствие комплексного подхода к вскрытию кимберлитовых месторождений значи- тельно увеличило затраты и поставило под сомнение эффективность подземной разра- ботки. Таким образом, изыскание рациональных способов и схем вскрытия подкарьер- ных запасов при комбинированной разработке кимберлитовых месторождений Якутии, обеспечивающих повышение эффективности и сокращение сроков ввода подземного рудника в эксплуатацию, является актуальной научной и практической задачей. В практике проектирования горных предприятий наиболее известным и широко применяемым методом решения оптимизационных задач является технико-экономиче- ское сравнение вариантов, по каждому из которых для заданных условий рассчитыва- ются основные показатели и величина принятого критерия эффективности [4]. Сравнение вариантов по критериям, не учитывающим временной фактор (приве- денные затраты, прибыль), не в полной мере отвечает условию оптимальности, так как не позволяет соизмерить затраты в динамике развития горного производства [5]. С дру- гой стороны, чистый дисконтированный доход (ЧДД) включает в себя показатели (доход от реализации продукции, эксплуатационные затраты на освоение месторождения), напрямую не связанные со вскрытием, что для сравнения вариантов вскрытия представ- ляется излишним, поскольку при равной производственной мощности и технологии от- работки они будут абсолютно одинаковыми и на выбор варианта влияния не окажут [6]. Следовательно, эффективность вариантов вскрытия целесообразно оценивать по крите- рию минимума дисконтированных затрат (ДЗ), получаемых путем суммирования разно- временных капитальных и эксплуатационных затрат на обеспечение доступа к полез- ному ископаемому и выдачу его на поверхность [7]. Математическое описание целевой функции ДЗi имеет вид:   min )1( 1 ЭΚДЗ 0       t E Т t , где T – продолжительность строительства и эксплуатации, лет; tΚ – капитальные за- траты на проведение горнокапитальных выработок и приобретение проходческого и транспортного оборудования в t-ом году строительства, руб./год; tЭ – эксплуатационные затраты на подъем и транспортирование руды в t-ом году эксплуатации, руб./год; Ε – норма дисконта, доли ед. Капитальные затраты на вскрытие по i-му варианту в t-ом году освоения подзем- ных запасов itΚ рассчитываются как отношение суммарных капитальных затрат к про- должительности строительства рудника, руб./год: ,/ЗЗ)1()1(ЗЗ sin З 1 собододэшэшштртквквквовов кэтзк нз                Y j iiiiiiiiiiiijiji ji iiii iit ТmVЗSmnLSLS hmΗhΗ Κ где нз Зi – затраты на сооружение надшахтных зданий (башенных копров) при i-м варианте вскрытия, руб.; к Η – глубина карьера, м; з ih – глубина заложения вскрывающей выра- ботки от поверхности при i-м варианте вскрытия, м. При заложении вскрывающей выра- ботки на поверхности з ih =0; эт iΗ – высота этажа при i-м варианте вскрытия, м; im – ко- личество этажей (эксплуатационных и концентрационных) при i-м варианте вскрытия,
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 23С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е шт.; к ih – длина рудоспуска на концентрационный горизонт при i-м варианте вскрытия, м; ji – угол наклона j-ой вскрывающей выработки при i-м варианте вскрытия, град.; Y – количество вскрывающих выработок, шт.; ов jiS – площадь поперечного сечения j-ой вскрывающей выработки при i-м варианте вскрытия, м2 ; ов З ji – затраты на строитель- ство (проведение и оснащение) 1 м3 j-ой вскрывающей выработки при i-м варианте вскрытия, руб./м3 ; кв iL – суммарная длина квершлагов (заездов на горизонт) при i-м вари- анте вскрытия, м; кв iS – площадь поперечного сечения квершлага (заезда на горизонт) при i-м варианте вскрытия, м2 ; кв Зi – затраты на строительство 1 м3 квершлага (заезда на горизонт) при i-м варианте вскрытия, руб./м3 ; рт L – длина рудного тела по простира- нию, м; шт in – количество штреков на этаже при i-м варианте вскрытия, шт.; эш iS – пло- щадь поперечного сечения этажного штрека при i-м варианте вскрытия, м2 ; эш Зi – затраты на строительство 1 м3 этажного штрека при i-м варианте вскрытия, руб./м3 ; од iV – объем камерных и околоствольных выработок на горизонте при i-м варианте вскрытия, м3 ; од Зi – затраты на строительство 1 м3 камерной и околоствольной выработки при i-м вари- анте вскрытия, руб./м3 ; об Зi – затраты на приобретение проходческого и технологиче- ского оборудования при i-м варианте вскрытия, руб./м3 ; с iТ – продолжительность строи- тельства рудника при i-м варианте вскрытия, лет. Эксплуатационные затраты на процессы, связанные со вскрытием, по i-му вари- анту вскрытия в t-ом году освоения подземных запасов itЭ рассчитываются как отноше- ние суммарных эксплуатационных затрат к продолжительности отработки подземных запасов, руб./год: э вск тррт кв под зкэтзк подд / Р)-(1 П)-(1 41sinsin 5,0 Э i i i i i i i i i iiii iit Т Q З L m L З hhmΗhΗ ΗK                                        , где подд Η – норма годовых отчислений на поддержание горных выработок; i – угол наклона карьерного транспортного съезда при i-м варианте вскрытия, град.; вск iQ – вскры- ваемые запасы месторождения, тыс. т; под Зi – затраты на подъем 1 т добытой руды по 1 км горной и карьерной выработки при i-м варианте вскрытия, руб./т; тр Зi – затраты на транс- портирование 1 т добытой руды по 1 км горной выработки при i-м варианте вскрытия, руб./ткм; П – коэффициент, учитывающий потери руды при добыче, дол. ед.; Р – коэф- фициент, учитывающий разубоживание руды, дол. ед.; э iТ – продолжительность эксплу- атации рудника (отработки подземных запасов), лет. На основании расчетов по предложенной методике установлена значимость горно-геологического (глубина распространения рудного тела) и горнотехнического факторов (глубина карьера) по трем принципиально отличающимся способам вскрытия: • вертикальным скиповым стволом с поверхности в лежачем боку месторожде- ния; внутрирудничный транспорт руды по горизонтам – электровозный; • наклонным конвейерным стволом с поверхности; внутрирудничный транспорт руды по горизонтам – электровозный в вагонетках; • автотранспортным уклоном из карьера; транспортирование руды по эксплуата- ционным горизонтам производится автосамосвалами.
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 24С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Пределы изменения значений влияющих факторов соответствуют реальным усло- виям, сложившимся на отечественных и зарубежных рудниках: глубина распростране- ния рудного тела 440÷1070 м, глубина карьера 80÷620 м. Зависимости показателей эффективности вскрытия от исследуемых факторов представлены на рис. 1, 2. а б Рис. 1 – Зависимость капитальных (а) и эксплуатационных затрат (б) от глубины распространения запасов а б Рис. 2 – Зависимость капитальных (а) и эксплуатационных затрат (б) от глубины карьера Анализ результатов моделирования показал следующее: – увеличение глубины распространения запасов от 440 до 1070 м при фиксиро- ванных глубине карьера и высоте этажа для всех исследуемых вариантов сопровожда- ется повышением капитальных затрат в 1,4 – 1,8 раза и эксплуатационных затрат в 7 – 25 раз. Это объясняется увеличением количества вскрывающих горизонтов, суммар- ной длины вскрывающих и вспомогательных выработок, суммарной длины транспорти- рования. С увеличением глубины залегания наибольшая интенсивность роста эксплуата- ционных затрат характерна для варианта вскрытия автоуклоном, что предопределяет не- целесообразность его применения на больших глубинах; – во всем диапазоне изменения глубины карьера (от 80 до 620 м) при фиксирован- ной высоте этажа наблюдается снижение капитальных (в 0,2 – 0,3 раза) и эксплуатаци- онных (в 0,7 – 0,8 раза) затрат. Это объясняется уменьшением количества вскрывающих горизонтов и, соответственно, суммарной длины квершлагов и штреков, суммарной длины транспортирования руды. Переход на освоение подземным способом намечен на кимберлитовой трубке «Зарница», находящейся на территории Долдынского кимберлитового поля в Западной Якутии. Месторождение представляет собой вертикально залегающее (85 – 90°) рудное тело цилиндрической формы средним диаметром 310 м. Глубина разведанных запасов 700 м. Плотность руды в массиве – 2,5 т/м3 . Промышленная отработка трубки началась открытым способом в 1999 г., окончание запланировано на 2020 г. Проектная глубина карьера 200 м.
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 25С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Для условий последовательной схемы комбинированной разработки кимберлито- вого месторождения были сконструированы следующие альтернативные варианты вскрытия подкарьерных запасов исходя из производственной мощности рудника 1 млн т руды в год: В а р и а н т 1 . Многоэтажное вскрытие вертикальным стволом с поверхности. Вскрытие месторождения производится очередями. В первую очередь осуществляется строительство скипового ствола S=48,6 м2 для выдачи рудной массы и отработанного воздуха, вентиляционно-вспомогательного ствола S=62,4 м2 для спуска и подъема лю- дей, материалов, самоходного оборудования (СО) и подачи свежего воздуха, этажных квершлагов и штреков S=13,4 м2 , комплекса выработок концентрационного горизонта S=9,6 м2 c дробильно-дозаторной установкой, башенного копра на поверхности за преде- лами зоны возможного сдвижения массива горных пород (рис. 3а). Проходка горных вы- работок производится буровзрывным способом. Шаг вскрытия – многоэтажный. Подъем руды на поверхность производится по стволу в двух скипах общей грузоподъемностью 50 т, внутрирудничный транспорт руды по концентрационному горизонту – электрово- зами КА25 в вагонетках емкостью 8 м3 , доставка руды по эксплуатационным горизонтам до рудоспусков – ПДМ типа Sandvik LH 306. Перемещение самоходного оборудования между горизонтами осуществляется по участковым наклонным съездам. Во вторую и третью очереди производится углубка скипового и вспомогательного стволов, схема вскрытия и транспорта рудной массы остается без изменений. Шаг вскрытия – много- этажный. В а р и а н т 2 . Одноэтажное вскрытие автотранспортным уклоном из карьера. В первую очередь осуществляется строительство автоуклона S=18,3 м2 из карьера β=8 для выдачи руды и отработанного воздуха, вспомогательного наклонного съезда S=17,6 м2 с поверхности β=12 для спуска и подъема людей, материалов, СО и подачи свежего воздуха, заездов на этажи и штреков S=15,3 м2 . Шаг вскрытия – одноэтажный (рис. 3б). Транспортирование руды по эксплуатационному горизонту и автоуклону в ка- рьер производится автосамосвалами типа Sandvik ТH 550, на поверхность – по карьерным съездам автосамосвалами типа БелАЗ 75810. Перегрузочный пункт оборудуется на ниж- нем уступе карьера, применяется экскаватор типа KATO HD512R. Доставка руды до мест погрузки в подземные автосамосвалы осуществляется ПДМ типа Sandvik LH 514. В по- следующие очереди вскрывающие выработки углубляются. Схема вскрытия и транс- порта рудной массы остается без изменений. Шаг вскрытия – одноэтажный. В а р и а н т 3 . Многоэтажное вскрытие автотранспортным уклоном из карьера в сочетании с вертикальным стволом с поверхности. В первую очередь осуществляется строительство автоуклона S=18,3 м2 из карьера β=8 для выдачи руды и отработанного воздуха, вспомогательного наклонного съезда S=17,6 м2 с поверхности β=12 для спуска и подъема людей, материалов, СО и подачи свежего воздуха, заездов на этажи и штреков S=15,3 м2 . Шаг вскрытия – многоэтажный (рис. 3в). Транспортирование руды по эксплу- атационному горизонту и автоуклону в карьер производится автосамосвалами типа Sandvik ТH 550, на поверхность – по карьерным съездам автосамосвалами типа БелАЗ 75810. Перегрузочный пункт оборудуется на нижнем уступе карьера. Доставка руды до мест погрузки в подземные автосамосвалы осуществляется ПДМ типа Sandvik LH 514. Во вторую и третью очереди осуществляется строительство скипового ствола S=48,6 м2 для выдачи рудной массы и отработанного воздуха, этажных квершла- гов, заездов и штреков S=13,4 м2 , комплекса выработок концентрационного горизонта S=9,6 м2 c дробильно-дозаторной установкой, башенного копра на поверхности, а также углубка вспомогательного наклонного съезда S=18,3 м2 с β=12 для спуска и подъема людей, материалов, СО и подачи свежего воздуха. Шаг вскрытия – многоэтажный.
а б в Рис. 3 – Конструктивные схемы вскрытия вертикальным стволом с поверхности (а), автотранспортным уклоном из карьера (б) и автотранспортным уклоном из карьера в сочетании с вертикальным стволом с поверхности (в)
Таблица 1 Расчет дисконтированных затрат и срока ввода рудника в эксплуатацию по вариантам вскрытия Наименование Шаг вскры- тия, м Число этажей в шаге, шт. Вскры- тые запасы, тыс. т Объем ГКР, тыс. м3 Длина транспорти- рования руды, м Высота подъема руды, м Продол- житель- ность строитель- ства, лет Продол- житель- ность отработки, лет Капиталь- ные за- траты, млн. руб. Эксплуата- ционные затраты, млн. руб. Срок ввода рудника, лет Дисконти- рованные затраты, млн. руб. Вариант 1 160 2 15088 129 469 440 6,0 15,6 1825 443 2226160 2 15088 67 483 600 3,3 15,6 871 575 5,3 180 2 16973 70 497 780 3,6 15,9 889 724 80 1 7544 71 177 2957 2,2 7,8 462 465 2,2 1997 80 1 7544 35 170 3532 0,8 7,8 226 602 80 1 7544 35 163 4107 0,8 7,8 226 739 80 1 7544 35 156 4682 0,8 7,8 226 877 80 1 7544 35 149 5257 0,8 7,8 226 1014 100 1 9429 40 142 5975 1,2 8,1 266 1478 Вариант 3 160 2 15088 104 170 3532 3,0 15,6 682 1189 2,2 1872160 2 15088 93 483 600 5,0 15,6 1270 571 180 2 16973 74 497 780 3,3 15,9 670 804
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 28С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Подъем руды на поверхность производится по стволу в двух скипах общей грузоподъ- емностью 50 т, внутрирудничный транспорт руды по концентрационному горизонту – электровозами КА25 в вагонетках емкостью 8 м3 , доставка руды по эксплуатационным горизонтам до рудоспусков – ПДМ типа Sandvik LH 306. Для всех вариантов вскрытия приняты одинаковыми: высота этажа 80 м, нагнета- тельный способ проветривания, этажно-камерная система разработки с закладкой выра- ботанного пространства, показатели извлечения полезного ископаемого (потери – 4%, разубоживание – 8%). Скорости проходки горных выработок, удельные капитальные и эксплуатационные затраты принимались по аналогии с действующими предприятиями (рудники «Мир», «Интернациональный») или по проектным данным (рудник «Удач- ный»). Дисконтирование затрат проводилось для условий стабильной экономики [8] при норме дисконта 6 %. Результаты моделирования представлены в табл. 1. Анализ результатов показал, что наибольшая эффективность вскрытия подкарьерных запасов месторождения «Зар- ница» обеспечивается вариантом 3, в основе которого лежит оптимальное сочетание ти- пов и мест заложения главных вскрывающих выработок на различных этапах освоения месторождения, что позволяет добиться снижения капитальных и эксплуатационных за- трат и сокращения сроков ввода подземного рудника в эксплуатацию. Литература 1. Клишин В.И. Подземная разработка алмазоносных месторождений Якутии / В.И. Клишин, А.П. Филатов. – Новосибирск: Издательство СО РАН, 2008. – 337 с. 2. Рыльникова М.В. Эффективные схемы вскрытия и комбинированной отработки рудных месторождений / М.В. Рыльникова, В.Н. Калмыков, Н.А. Ивашов // Недрополь- зование: XXI век. – 2007. – № 2. – С. 52–54. 3. Выбор варианта вскрытия подземных запасов при комбинированной разра- ботке месторождений на основе экономико-математического моделирования / И.В. Со- колов, А.А. Смирнов, Ю.Г. Антипин, И.В. Никитин, К.В. Барановский // Горный инфор- мационно-аналитический бюллетень. – 2013. – № 9. – С. 357 – 362. 4. Петросов А.А. Моделирование и оптимизация процессов на рудниках / А.А. Петросов. – М.: Недра, 1978. – 205 с. 5. Волков Ю.В. Оптимизация подземной геотехнологии в стратегии освоения руд- ных месторождений комбинированным способом / Ю.В. Волков, И.В. Соколов // Горный журнал. – 2011. – № 11. – С. 41 – 44. 6. Виленский П.Л. Оценка эффективности инвестиционных проектов. Теория и практика / П.Л. Виленский, В.Н. Лившиц, С.А. Смоляк. – М.: Дело, 2008. – 1104 с. 7. Обоснование технико-экономической целесообразности возобновления экс- плуатации Квайсинского свинцово-цинкового месторождения на основе геоинформаци- онного моделирования / С.В. Корнилков, И.В. Соколов, Ю.О. Славиковская, И.В. Ники- тин // Изв. вузов. Горный журнал. – 2014. – № 3. – С. 9 - 17. 8. Пирс Д. Инструменты и методы, используемые в международной практике для оценки и развития проектов добычи алмазов / Д. Пирс // Проблемы и пути эффективной отработки алмазоносных месторождений: междунар. научно-практическая конферен- ция, г. Мирный, 2011. – Новосибирск: Наука, 2011. – С. 118 – 128.
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 29С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е УДК 622.275 DOI: 10.18454/2313-1586.2017.01.029 Барановский Кирилл Васильевич научный сотрудник лаборатории подземной геотехнологии, Институт горного дела УрО РАН, 620075 г. Екатеринбург, ул. Мамина-Сибиряка, 58 e-mail: geotech@igduran.ru Антонов Владимир Александрович доктор технических наук, главный научный сотрудник, Институт горного дела УрО РАН e-mail: Antonov@igduran.ru Соколов Игорь Владимирович, доктор технических наук, заведующий лабораторией подземной геотехнологии, Институт горного дела УрО РАН e-mail: geotech@igduran.ru ЗАКОНОМЕРНОСТИ ИЗМЕНЕНИЯ ПОТЕРЬ И РАЗУБОЖИВАНИЯ В КОМБИНИРОВАННОЙ СИСТЕМЕ ПОДЗЕМНОЙ ДОБЫЧИ КВАРЦЕВОГО СЫРЬЯ Baranovsky Kiril V. researcher of subsurface mining laboratory, The Institute of Mining UB RAS, 620075, Yekaterinburg, 58 Mamin-Sibiryak st. е-mail: : geotech@igduran.ru Antonov Vladimir A. Doctor of technical sciences, chief researcher, The Institute of Mining UB RAS е-mail: Antonov@igduran.ru Sockolov Igor V. Doctor of technical sciences, the head of the laboratory of subsurface mining geo-technology, The Institute of Mining UB RAS е-mail: : geotech@igduran.ru THE REGULARITIES OF VARIATION LOSSES AND DILUTION IN THE COMBINED SYSTEM OF QUARTZ RAW MATERIAL MINING Аннотация: Представлены результаты исследований пока- зателей извлечения, получаемых при разных ва- риантах комбинированной системы подземной разработки наклонных рудных тел Кыштым- ского месторождения гранулированного кварца. Варианты отличаются формой, условиями и способом отработки междукамерных целиков, обусловливающих особенности технологии очистной выемки добычного блока. Исходя из динамики показателей извлечения кварца из недр ( потерь и разубоживаниия), происходящей в связи с изменением мощности и угла падения рудного тела, проведена оценка эффективно- сти вариантов, содержащая дискретные ана- литические расчеты данных показателей, при- нятых в качестве критериев, и их последующее регрессионное моделирование. Закономерности изменений потерь и разубоживания, выявленные по моделям, дают возможность определить степень оптимальности вариантов системы разработки и целенаправленно планировать гор- ные работы. Ключевые слова: рудное тело, потери и разу- боживание кварца, нелинейная регрессия, мо- дель, оптимизация Abstract: The results of investigations the indicators of extrac- tion are presented obtained by different variants of mining inclined ore bodies of the Kishtimsky granu- lar quartz deposit by subsurface combined system. The variants are distinguished by form, conditions and mode of inter-chamber pillars development. All this provides for technology features of mining block cleaning extraction. Proceeding from the dynamics of quartz extraction indicators that is losses and di- lution that takes place in connection with both the output and ore body slope angle change, estimation of the variants efficiency is performed that contains discrete analytical calculations of the given indica- tors taken as criteria and their consequent regres- sive simulation. The regularities of losses and dilu- tion changes revealed according to models give the chance to determine both the degree of optimality the system of mining variants and to plan mining op- erations purposefully. Key words: ore body, quartz losses and dilution, non-linear regression, model, optimization  Исследования выполнены в рамках Госзадания 007-01398-17-00. Тема № 0405-2015-0010 «Теоретиче- ские основы стратегии комплексного освоения месторождений и технологий их разработки с учетом осо- бенностей переходных процессов в динамике развития горнотехнических систем»
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 30С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Введение Кыштымское месторождение гранулированного кварца является практически единственным в России источником сырья для инновационных отраслей российской промышленности (электронной, оптической, светотехнической и др.). В связи с ограни- ченностью запасов кварца актуально создание эффективной подземной геотехнологии, обеспечивающей наиболее полное извлечение высокоценного сырья из недр. Известные в настоящее время технологии разработки наклонных рудных тел средней мощности, ос- нованные на системах с закладкой выработанного пространства твердеющими смесями, либо камерно-столбовой или подэтажного обрушения, не обеспечивают надлежащей полноты и качества извлечения руды. Основными причинами являются, соответ- ственно, загрязнение кварца ингредиентами цемента, например, содержание Са превы- шает допустимые 5,0 ppm [1], повышенные показатели потерь руды 18 – 30 % и ее разу- боживания 20 – 35 % [2, 3]. Для решения этой проблемы в ИГД УрО РАН создана ком- бинированная система разработки (КСР), представляющая сочетание двух систем в од- ном добычном блоке: с открытым очистным пространством при выемке камерных запасов и с обрушением руды и вмещающих пород при выемке междукамерных целиков (МКЦ). В результате предварительных исследований установлено, что применение КСР приво- дит к кардинальному (в 2 раза и более) снижению потерь кварца в недрах до приемле- мого уровня ниже 14 % [4]. Для условий наклонных рудных залежей средней мощности систематизированы ва- рианты КСР по следующим признакам, влияющим в наибольшей степени на полноту из- влечения руды: по форме, условиям и способу очистной выемки МКЦ [4]. Наилучшие ва- рианты, обеспечивающие минимум потерь кварца, определяются по закономерностям, отображающим влияние на них основных геологических параметров – мощности руд- ного тела и угла его падения. Однако теоретическое описание данных закономерностей еще не развито из-за сложности технологических процессов и необходимости учета мно- жества дополнительных факторов. Для восполнения отмеченных недостатков в ИГД УрО РАН создана методика определения показателей извлечения в зависимости от изменения базовых аргументов – мощности и угла падения рудного тела, при фиксиро- ванных значениях остальных факторов (ширины камер и целиков и др.). В данной статье показано, как на основе расчетов показателей потерь и разубоживания кварца, проведен- ных по данной методике, и последующего моделирования их изменений методом нели- нейной функционально-факторной регрессии выявляются технологические закономер- ности и оценивается оптимальность вариантов КСР. Варианты технологии КСР В соответствии с систематизацией рассмотрено десять вариантов КСР, из них семь признаны технически рациональными [4]. По величине потерь и показателю надежности определены наиболее перспективные для практической реализации варианты 2, 4 и 5. Они являются наиболее конкурентоспособными из-за возможности получить уровни по- терь и разубоживания ниже планируемого в наибольшем диапазоне изменения горно- геологических условий. Конструкция и параметры данных вариантов приведены на рис. 1. При отработке камер шириной 26 м формируются податливые МКЦ трапециевид- ной формы. Выпуск отбитой руды МКЦ осуществляется под консолью пород висячего бока (варианты 2 и 4) или под принудительно обрушенными до выемки МКЦ породами (вариант 5). Выпуск руды – площадной (вариант 2), торцовый (вариант 5) или комбини- рованный (вариант 4). В варианте 2 величина потерь ниже целевого уровня достигается за счет выпуска большей части запасов МКЦ под породной консолью. При этом в зону выпуска обрушенная порода вовлекается только с одной стороны – из вышележащей по- гашенной камеры. Вариант 4 отличается от варианта 2 организацией дополнительного
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 31С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е торцового выпуска запасов МКЦ. Величина потерь в варианте 5 минимальна ввиду при- менения торцового выпуска при форме сечения отбитой руды МКЦ, близкой к форме фигуры выпуска, т.е. вписывается в эллипсоид вращения. Дискретные расчеты показателей извлечения В каждом варианте КСР в 25 точках, имеющих разные значения аргументов (мощность mi рудного тела и угол αi его падения), рассчитаны соответствующие показа- тели потерь Пi кварца и его разубоживания Рi. Значения mi задавались в интервале от 4 до 20 м (в среднем 12 м) с шагом 4 м, а αi – от 20 до 40° (в среднем 30°) с шагом 5˚. Оценка показателей извлечения кварцевого сырья производилась в пределах выделенной на месторождении элементарной выемочной единицы [5], в качестве которой принят до- бычной блок. Расчеты в рассмотренных вариантах проведены по упомянутой методике. В ней учтены основные виды и источники образования потерь. Методика обладает отно- сительной трудоемкостью, требует для реализации значительных затрат времени, т.к. со- стоит из 86-ти аналитических и последовательно взаимосвязанных соотношений техно- логических параметров. Поэтому соответствующие расчеты выполнены по специально созданной программе в пакете «Microsoft Excel». Относительная погрешность расчетов составляет 3 %. На рис. 2 а, б в качестве иллюстрации результатов, полученных в вари- анте 2 КСР, показаны распределения в координатах m и α расчетных значений показате- лей П и Р. Их интерпретация (т.е. обобщение и толкование) проведена путем формиро- вания и анализа соответствующих моделей регрессии. Рис. 1 – Варианты 2 - (а), 4 - (б) и 5- (в) комбинированной системы разработки: 1 – доставочный штрек; 2 – погрузочный заезд; 3 – траншейный штрек; 4 – буровая заходка; 5 – орт; 6 – фланговый вентиляционно-ходовой восстающий; 7 – заезд на горизонт; 8 – буро-вентиляционный штрек
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 32С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Модели регрессии Модели построены по методологии нелинейной функционально-факторной регрес- сии, опубликованной в работе [6]. Предварительно, с доверительной вероятностью 0,95, оценен допустимый интервал коэффициента детерминации искомых моделей. Данный интервал с учетом количества точек расчета и его погрешности ограничен нижним и верхним значениями, соответственно, R2 н=0,990 и R2 в= 0,999. Общий вид моделей формируется с учетом влияющих факторов, исходя из теоретиче- ских представлений и эмпирических данных о процессах, приводящих к потерям и разу- боживанию кварца, и характерных особенностей их распределения в точках расчета. От- метим здесь влияние факторов, распространенных по аргументам, и фактора локализо- ванного в некоторой области (рис. 2 в, г). Действие распространенных факторов обуслов- лено относительным ростом объема выпускаемой руды, происходящим при изменениях параметров m и α в заданном интервале. Среди них выделим факторы, выраженные мо- нотонностями в изменении показателей П и Р. Действие факторов монотонностей, обу- словленных раздельным влиянием мощности залежи и угла ее наклона, выразим в общем виде модели соответствующими функциями – показательной  m еA и степенной μ A . Совместное их влияние выражается произведением   m еA . Действие локализованного 20 22 25 27 30 32 35 37 40 4 6 8 10 12 14 16 18 20 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28 30 П 24,00-26,00 22,00-24,00 20,00-22,00 18,00-20,00 16,00-18,00 14,00-16,00 12,00-14,00 10,00-12,00 8,00-10,00 6,00-8,00 20 22 25 27 30 32 35 37 40 4 6 8 10 12 14 16 18 20 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28 30 П 24,00-26,00 22,00-24,00 20,00-22,00 18,00-20,00 16,00-18,00 14,00-16,00 12,00-14,00 10,00-12,00 8,00-10,00 6,00-8,00 20 22 25 27 30 32 35 37 40 4 6 8 10 12 14 16 18 20 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28 30 П 24,00-26,00 22,00-24,00 20,00-22,00 18,00-20,00 16,00-18,00 14,00-16,00 12,00-14,00 10,00-12,00 8,00-10,00 6,00-8,00 20 24 27 30 33 36 40 20 17 15 12 10 7 5 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 25-26 24-25 23-24 22-23 21-22 20-21 19-20 18-19 17-18 16-17 15-16 14-15 13-14 12-13 11-12 10-11 4 8 12 16 20 20 24 28 32 36 40 Р2i, % α, º m, м 4 8 12 16 20 20 24 28 32 36 40 П2i, % m, м α, º m, м α, º П2, % m, м α, º Р2, % Рис. 2 – Распределения потерь и разубоживания кварцевого сырья в технологическом варианте 2, полученные в результате дискретных расчетов - а, б и регрессионного моделирования - в, г а б в г 14 % 13,5 %
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 33С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е фактора наблюдается в моделях разубоживания. Оно обусловлено более быстрым зате- канием пустых пород вышележащего блока в фигуру выпуска при некоторых значениях аргументов m и α, характерных для выбранного варианта технологии. Поскольку дей- ствие таких ограничений приводит к некоторому возрастанию и спаду разубоживания на участке, то влияние данного фактора выразим в соответствующих моделях следующей двумерной функцией гауссовой формы, смещенной по осям координат и углу поворота: 2 2]cos)о(sin)([ 2 2 ]sin)о(cos)([ оо m mmmm eA        . Здесь углы , α, αо, α и расстояния m, mo, m выражены в относительном виде. Суммируя отмеченные функции, получим общий вид искомых моделей. Функциональные параметры моделей оптимизируются по данным дискретных расчетов методом приближений параболической вершины. В итоге оптимизации показа- телей в вариантах 2, 4, 5 КСР получены, соответственно, следующие статистически зна- чимые регрессионные модели потерь П2, П4, П5 и разубоживания Р2, Р4, Р5: 4,680,4943 2 40,67α1,5П m e   ; (R2 =0,9962) (R2 =0,9939) 4,810,880,88 4 )α1,145(10,4940,368П α m e   ; (R2 =0,9970) (R2 =0,9945) 4,3760,0514 5 36,315α3,18П m e   ; (R2 =0,9987) 5,0 0,5325 59,83 α 49,75 Р m e   . (R2 =0,9959) Графический вид моделей показан на рис. 2 в, г и рис. 3. ;3 α 768,24 α9,44Р 2 13,3 2]1,21cos14,76)(1,21sin35,04)[(α 2 3,57 2]1,21sin14,76)(1,21cos35,04)[(α 2,782 0,7548 0,0239 2        mm m e e ; 2 13,3 2]1,31cos14,39)(1,31sin35,75)[(α 2 4,2 2]1,31sin14,39)(m1,31cos35,75)[(α 3,7380,017 4 2,94 67,02α12,68Р        m m e e
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 34С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Результаты моделирования Распределение отклонения регрессии П и Р от значений, полученных в дискрет- ных расчетах, близко к нормальному, а также обладает свойством гомоскедастичности при возрастании каждого аргумента – мощности рудного тела m и угла его падения . Коэффициенты детерминации моделей входят в интервал, заданный для их построения. Это означает, что средние квадратичные погрешности регрессии потерь и разубожива- ния кварца с доверительной вероятностью 0,95 объясняются погрешностью дискретных расчетов. Следовательно, математические модели регрессии выражают закономерности изменения потерь и разубоживания кварцевого сырья с указанной детерминацией адек- ватно упомянутым погрешностям. Распространенное влияние мощности m и угла  на потери и разубоживание про- исходит по-разному. Относительный вклад в регрессию каждого аргумента, оцененный по сумме парциальных значений соответствующих показательных и степенных функций в точках дискретных расчетов, отличается незначительно. Однако их влияние в отдель- ных точках (m, α) отличается во много раз. Например, в составе потерь кварца П2 сумма парциальных вкладов мощности рудного тела составляет 43 %, а угла падения – 57 %. При этом парциальное влияние на регрессию мощности залежи при ее росте уменьша- ется в 30 раз, а влияние угла падения увеличивается по мере роста α всего в 1,4 раза. Крутизна спада потерь и разубоживания кварца, происходящего при увеличении мощ- ности рудного тела, характеризуется длиной релаксации λ. В моделях потерь в вариантах 2, 4, 5 КСР получены близкие ее значения, соответственно, 4,68 м, 4,81 м, 4,38 м. В по- 20 23 27 30 33 36 40 20 16 12 8 4 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28 30 32 34 36 38 20 23 27 30 33 36 40 4 7 9 12 14 17 20 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 П X 1 X 2 20 22 25 27 30 32 35 37 40 20 17 15 12 10 7 4 0 3 5 8 10 13 15 18 20 23 25 28 30 20 24 27 30 33 36 40 20 17 15 12 10 7 5 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28 30 32 34 36 38 40 П5, % Р5, % 14 % 13,5 % m, м m, м α, º α, º в г а б П4, % Р4, % 14 % m, м m, м α, º α, º Рис. 3 – Графики регрессионных моделей потерь и разубоживания кварцевого сырья, добываемого технологией КСР в вариантах 4 – а, б и 5 – в, г
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 35С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е казателе разубоживания кварца аналогичные значения длин релаксации заметно отлича- ются: 2,78 м, 3,74 м, 5,0 м. Данный показатель снижается наиболее интенсивно при росте m до 10 – 12 м. Это происходит из-за выпуска большего объема чистой руды МКЦ через траншейное днище. Отметим, что показатели извлечения при росте угла наклона  из- меняются менее значительно, что отображено степенными функциями, имеющими по- казатели степени намного меньше единицы. Характерной особенностью разубоживания кварца в вариантах 2 и 4 КСР явля- ются обнаруженные в ограниченной области аргументов m (10 – 18 м) и  (30 – 40°) локальные максимумы. Небольшое увеличение разубоживания, выраженное здесь сим- метричной функцией гауссовой формы, объясняется неполным выпуском отбитой руды, расположенной на лежачем боку жилы. Локальный максимум, найденный по модели Р2, находится в координатах 14,8 м, 35 °, а по модели Р5 – в координатах 14,4 м, 35,7°. Соот- ветствующие параметры релаксации 3,57, 4,2, 13,3 характеризуют крутизну нарастания и спада отмеченных максимумов. Оптимальность вариантов КСР оценена по величине критериев –показатель по- терь Пц должен быть меньше 14 %, а разубоживания Рц – меньше 13,5 %. Показатели потерь и разубоживания, полученные в дискретных расчетах, при средних значениях m = 12 м и  = 30° приведены в табл. 1. Таблица 1 Усредненные показатели потерь и разубоживания в вариантах КСР Показатель Варианты КСР 2 4 5 Потери, % 10,68 9,88 6,39 Разубоживание, % 11,97 18,01 14,24 Сравнивая данные таблицы, отметим, что показатели лишь второго варианта КСР удовлетворяют обоим критериям. Более уточненные оценки проведем с помощью моделей. Интервалы мощности рудного тела mцп и mцр, отвечающие требованиям соответствующих критериев потерь и разубоживания, выразим функциональными неравенствами, построенными по изоли- ниям моделей. В варианте 2 КСР получены ограничения в виде неравенств: 07700980 551 цп2 ,α,m ,  ; 237 3184 5812цр , α , m ,  ; .1 52 ]181cos2514181sin935[( 650 ]181sin2514181cos935[( 2 2 ц 2 2 ц     , ,),(m,),α , ,),(m,),α В варианте 4 ограничивающее неравенство найдено лишь в потерях: 6804070 8950 цп4 ,α,m ,  , а в показателе разубоживания все модельные значения оказались выше целевого уровня. В варианте 5 получены следующие ограничения: 3,95α1,344 0,051 5цп m ; 9,35 α 458,4 1,51цр5 m . Графики границы рудного тела, построенные по функциям приведенных нера- венств, показаны пунктиром в объемном изображении показателей на рис. 2 и 3, а также в плане рудного тела на рис. 4.
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 36С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е В результате оценок становится очевидным, что вариант 4 КСР следует исклю- чить из рассмотрения на оптимальность, т. к. на всем интервале мощности рудного тела не выполняются требования к разубоживанию кварцевого сырья. Это согласуется с от- носительно высоким значением длины релаксации (5 м) динамической части модели Р4, зависящей от мощности. Интервалы мощности рудного тела в варианте 2 КСР, соответ- ствующие критериям потерь и разубоживания, отличаются незначительно (больше 8 – 10 м). Их нижние границы расположены в области мощности, составляющей прибли- женно 2,5 длины релаксации соответствующих экспонент, содержащихся в моделях П2 и Р2. В варианте 5 КСР подобные интервалы отличаются существенно. Мощность руд- ного тела, установленная по критерию потерь кварца, больше 5,3 м, а по критерию разу- боживания – больше переменного значения 11 – 14 м, составляющего в среднем 12 м. Сравнивая варианты 2 и 5 КСР, можно сделать вывод об оптимальности варианта 2, поскольку вариант 5 содержит относительно повышенное ограничение мощности руд- ного тела, установленное критерием разубоживания. Наличие в варианте 2 локализован- ного участка с превышением целевого показателя разубоживания, расположенного внутри эллипса (см. рис 4б), не меняет положение, поскольку его размер намного меньше разности mцр5 - mцр2 , которую пришлось бы принять в варианте 5. Однако поскольку по абсолютной величине потерь преимущество имеет вариант 5 КСР, то окончательный вы- бор следует сделать на основе экономико-математического моделирования по экономи- ческому критерию прибыли на 1 т погашаемых балансовых запасов обычного блока в пределах установленных границ рудного тела. Выводы Кардинальное (до 2 раз) снижение потерь кварца при разработке уникального Кы- штымского месторождения может быть достигнуто за счет применения комбинирован- ной системы разработки, включающей камерную выемку основных запасов блока и от- работку междукамерных целиков подэтажным обрушением. Наиболее перспективными по снижению потерь до 6,4 – 10,7 %, являются вари- анты КСР, конструктивной особенностью которых является увеличенная до 26 м ширина камер и МКЦ трапециевидной формы, которые отрабатываются под породной консолью или под принудительно обрушенными породами висячего бока. Созданные модели нелинейной функционально-факторной регрессии, описываю- щие с высокой достоверностью изменения показателей потерь и разубоживания кварце- вого сырья, дают возможность выявлять закономерности размещения в геопространстве 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 20 24 28 32 36 40 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 20 24 28 32 36 40 2 4 5 2 2 5 mцп, м mцр, м ,  ,  Рис. 4 – Графики изменения мощности рудного тела, соответствующие целевым показателям потерь 14 % – а и разубоживания 13,5 % – б кварцевого сырья (2, 4, 5 – номера вариантов КСР) а б
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 37С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е границ и участков рудного тела, освоение которых отвечает требованиям полноты из- влечения кварца из недр, что позволяет обоснованно выбрать варианты КСР и целена- правленно планировать горные работы. Литература 1. ТУ 5726-002-11496665-97. Технические условия на кварцевые концентраты из при- родного кварцевого сырья для наплава кварцевых стекол. - М., 1997. – 25 c. 2. Соколов И.В. Выбор подземной геотехнологии отработки наклонного месторожде- ния кварца на основе экономико-математического моделирования / И.В. Соколов, Ю.Г. Антипин, К.В. Барановский // Горный информационно-аналитический бюллетень. - 2016. - №5. - С. 346 - 356. 3. Соколов И.В. О формировании научно-технологического задела для внедрения ком- плексной геотехнологии добычи и переработки высокоценного кварца / И.В. Соколов, С.В. Корнилков, А.Д. Сашурин, В.Г. Кузьмин, В.С. Шемякин // Горный журнал. - 2014. - № 12. - C. 44 - 50. 4. Ресурсосберегающая технология подземной разработки месторождения высокоцен- ного кварца / И.В. Соколов, Ю.Г. Антипин, К.В. Барановский, А.А. Рожков // ФТПРПИ. – 2015. - № 6. - С. 133-145. 5. Правила охраны недр (ПБ 07-601-03). Утв. Госгортехнадзором России 18.06.03. / ГУП НТЦ БП – Вып. 11 – М., 2003. 6. Антонов В.А. Отображение горно-технологических закономерностей функцио- нально-факторными уравнениями нелинейной регрессии / В.А. Антонов, М.В. Яковлев // Горный информационно-аналитический бюллетень. - 2011. - ОВ № 11. - С. 571 - 588.
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 38С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е УДК 622.61/.67 DOI: 10.18454/2313-1586.2017.01.038 Громов Евгений Викторович научный сотрудник, Горный институт КНЦ РАН, 184209, г. Апатиты, Мурманская обл., ул. Ферсмана, д. 24 e-mail: evgromov@goi.kolasc.net.ru ОБОСНОВАНИЕ ВОЗМОЖНОСТИ РЕКОНСТРУКЦИИ ПОДЗЕМНОЙ ТРАНСПОРТНОЙ СХЕМЫ РУДНИКА ПРИ ПЕРЕХОДЕ НА ПЕРСПЕКТИВНЫЕ СПОСОБЫ ТРАНСПОРТИРОВАНИЯ РУДЫ (НА ПРИМЕРЕ ГОР. +170 М КУКИСВУМЧОРРСКОГО МЕСТОРОЖДЕНИЯ) Gromov Eugene V. researcher, The Mining Institute KSC RAS, 184209, Apatite Murmansk region, 24 Fersman st.. е-mail: evgromov@goikolasc.net.ru GROUNDING THE POSSIBILITY OF RECONSTRUCTION THE UNDERGROUND MINE TRANSPORT SYSTEM BY TRANSITION TO PERSPECTIVE ORE TRANSPORTATION PROCESSES (ON THE EXAMPLE OF+170 M LEVEL OF THE KUKISVUMCHORSKY DEPOSIT) Аннотация: Представлена проблематика сохранения эф- фективности работы подземных транспорт- ных комплексов при освоении месторождений с большим сроком эксплуатации. На примере от- работки запасов руды бл.7/10 гор.+170 м Ку- кисвумчоррского месторождения Объединен- ного Кировского рудника АО «Апатит» разра- ботаны рациональные варианты модернизации схемы транспортирования руды с переходом на альтернативные виды транспорта. Для предло- женных вариантов выполнено технико-эконо- мическое сравнение с существующей транс- портной схемой. Обоснована целесообразность применения инновационной транспортной си- стемы «Rail-Veyor», представляющей комбина- цию конвейерного и железнодорожного транс- порта. Ключевые слова: транспортная схема, место- рождение, подземная разработка, технико-эко- номическое сравнение, дисконтирование за- трат, автосамосвал, электровозный транс- порт, дробильно-конвейерный комплекс, Rail- veyor Abstract: The range of problems of maintaining the under- ground transport systems efficiency during the de- velopment long-term exploration deposits is pre- sented. . On the example of mining block 7-10 +170m level of the Kukisvumchorsky deposit ore reserves of the United Kirovsky mine of JSC «Apatite» rational modernization schemes of ore transportation are worked out by transition to al- ternative modes of transport. For the proposed var- iants technical-and-economic comparison with the existing transportation scheme is performed. The expediency of the “Rail-Veyor” innovative transport system is grounded; it presents a combi- nation of conveyor and rail transport. Key words: transport scheme, deposit, underground mining, technical-and-economic comparison, ex- penses discounting, dump truck, locomotive transport, the “Rail-Veyor” crushing and conveying complex. Введение Повсеместное понижение глубины ведения горных работ, снижение качества по- лезных компонентов в рудах, вовлечение в отработку месторождений со сложными горно-геологическими условиями залегания – все это требует постоянного развития и совершенствования техники и технологии горного производства, модернизация которых в свою очередь влечет за собой необходимость изменения структуры технологических процессов, их адаптацию к изменяющимся внешним факторам и стандартам. Так, при отработке мощных месторождений с большим сроком эксплуатации су- ществующие транспортные схемы рудников зачастую постепенно теряют свою эффек- тивность, т. к. с течением времени начинают в недостаточной мере соответствовать из- менившимся требованиям в области энергоэффективности, автоматизации и безопасно- сти производства. В подобных случаях возникает вопрос о целесообразности перехода на новые перспективные виды транспорта и о модернизации существующих транспорт- ных систем.
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 39С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е На эффективность перехода на новые схемы транспортирования в условиях рабо- тающего предприятия оказывают влияние следующие основополагающие факторы: - возможность обеспечения бесперебойной работы эксплуатируемой транспорт- ной схемы в период строительства новой; - максимальное использование инфраструктуры существующего транспортного комплекса рудника после ее усовершенствования; - минимальные капитальные затраты, связанные со строительством новых транс- портных выработок и приобретением необходимого оборудования [1]. Описание существующей транспортной схемы гор. +170 м Кукисвумчоррского месторождения На всех концентрационных горизонтах Объединенного Кировского рудника АО «Апатит» эксплуатируется кольцевая схема откатки руды по однопутевым, а на глав- ных откаточных штреках по двухпутевым выработкам с применением электровозного транспорта. Откатка горной массы производится электровозами 2К-14 (спарка) и К-14 в вагонетках ВГ-9А по рельсам железнодорожной узкой колеи типа Р-43 и Р-50. После погрузки горной массы в железнодорожные вагоны из участковых рудо- спусков (рис. 1), оборудованных вибропитателями типа ВДПУ-4ТМ, составы направля- ются к станциям разгрузки № 1, 2, которые оснащены круговыми опрокидывателями типа ОКР. В период 2015 – 2019 гг. в связи с реконструкцией Главного ствола № 1 весь руд- ный грузопоток с гор. + 170 м планируется перепускать в комплексы подземного дроб- ления (КПД) Главного ствола № 2. Рис. 1 – Концентрационный гор. +170 м при эксплуатации электровозного транспорта Разработка альтернативных вариантов транспортирования руды В качестве базовой рассматривается существующая схема транспортирования (вариант № 1), представленная выше. Разработка перспективных вариантов реконструкции транспортной схемы выпол- нена на примере транспортирования запасов руды бл. 7/10 гор. +170 м, отработка кото- рого предусмотрена сразу после окончания очистных работ в бл. 10/14, разрабатываемом в настоящее время. Предполагаемые варианты транспортных схем, в зависимости от видов применя- емого оборудования, предусматривают:
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 40С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е – эксплуатацию дробильно-конвейерных комплексов (ДКК) с использованием мобильных или полустационарных дробилок (вариант № 2); – транспортирование руды седельными тягачами типа «Scania» G480CA6x4ESZ E5, оборудованными автосамосвальными полуприцепами (вари- ант № 3); – применение транспортной системы «Rail-veyor», представляющей комбинацию конвейерного и железнодорожного транспорта (вариант № 4). Вариант № 2 Согласно данному варианту транспортирования, руда, поступающая на гор. +170 м по рудоспускам, предварительно проходит стадию крупного дробления. Да- лее сборочными ленточными конвейерами (СЛК) она передается через рудоспуски на гор. +150 м, оборудованный магистральными конвейерами (МЛК-1 и МЛК-2), по кото- рым руда поступает на существующий наклонный конвейерный ствол гор. +170 м. Схема подготовки бл. 7/10 гор. +170 м с использованием конвейерного транспорта представ- лена на рис. 2. Рис. 2 – Схема транспортного гор. +170 м с использованием ДКК В целях оптимизации расстояния транспортирования при отработке последую- щих блоков, конвейер МЛК-1 проложен по криволинейной траектории с 2 поворотами в плане радиусом 1000 м. Чтобы сократить затраты на приобретение оборудования дроб- ления и выпуска, предусматривается эксплуатация 3-х мобильных или полустационар- ных дробилок типа «Hazemag» SK 1310, работающих под навалом руды и не требующих устройства вибропитателей [2, 3]. Главные откаточные выработки, окольцовывающие бл. 7/10, остаются не задействованными в процессе транспортирования в период строи- тельства, что позволяет сохранить полноценную работу электровозного транспорта. Вариант № 3 Данная технологическая схема предусматривает использование поверхностных седельных тягачей типа «Scania» G480CA6x4ESZ E5, оснащенных каталитическими нейтрализаторами выхлопных газов, оборудованных автосамосвальными полуприце- пами «Новтрак» грузоподъемностью 66 т. Опытная эксплуатация подобных автосамосвалов выполнялась на Удачнинском ГОКе АО «Алроса», где после модернизации кузова полуприцепа были получены поло-
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 41С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е жительные результаты, обусловленные повышением коэффициента технической готов- ности с 0,55 до 0,84 и снижением себестоимости транспортирования в 2 раза по сравне- нию с традиционными автосамосвалами. Общий вид автосамосвала с полуприцепом представлен на рис. 3. Рис. 3 – Автосамосвал «Scania», разработанный для АО «Алроса» [4] Погрузка автосамосвалов осуществляется аналогично варианту № 1. Разгрузка руды происходит в бункера корпуса крупного дробления (ККД) у главного ствола № 2 (ГС-2), расположенные в камерах опрокидывателей № 1, 2. Чтобы сохранить работу электровозного транспорта в период строительства транспортной схемы, разгрузка руды будет осуществляться в камерах опрокидывателей № 1, 2 у ГС-1 (рис. 4). Применение на откатке горной массы грузовиков «Scania» позволяет сократить затраты на приобретение парка техники по сравнению со специализированными подземными автосамосвалами других зарубежных производителей [5, 6]. Рис. 4 – Схема транспортного гор.+170 м с использованием автомобильного транспорта Вариант № 4 Транспортирование горной массы предполагается осуществлять при помощи си- стемы «Rail-veyor» (Канада) (рис. 5). Система состоит из ряда вагонеток на одноосном рельсовом ходу, выполненных в форме открытых желобов, шарнирно-сочлененно соеди-
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 42С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е ненных между собой посредством специальной вилки, позволяющей двигаться криволи- нейно с горизонтальными радиусами от 15 до 20 м. Для передвижения поездов не требу- ется их оснащения двигателями, т. к. используются расположенные через определенное расстояние тяговые приводные станции, перемещающие поезда при помощи боковых шин, что позволяет экономить электроэнергию. Рис. 5 – Общий вид транспортной системы «Rail-veyor» [6] Управление системой осуществляется дистанционно с пульта диспетчера, распо- ложенного, как правило, на поверхности рудника. Длина такого поезда может достигать 402 м при грузоподъемности до 170 т. Распределение веса поезда по его длине суще- ственно снижает удельную нагрузку на транспортные пути и дает возможность исполь- зовать облегченные рельсы типа Р-18 без устройства шпал. Транспортная схема при дан- ном варианте аналогична варианту № 3 с разгрузкой в ККД ГС-2 посредством переворота вагонеток на 180 градусов. Процессы погрузки и разгрузки могут осуществляться непре- рывно [6]. Общий вид подземной разгрузочной станции на шахте «Phakisa» ( ЮАР) приве- ден на рис. 6 [7]. Рис. 6 – Станция разгрузки системы «Rail-veyor» на шахте «Phakisa» ( ЮАР) [7] Среди отечественных разработок в области развития подземного транспорта можно выделить автопоезд типа АШ-75, разработанный совместно ИГД УрО РАН и НИПИгормаш в 1980-х годах. Автопоезд конструктивно представляет собой своего рода промежуточное звено между вариантами № 3, 4. АШ-75 был предназначен для транс- портирования абразивной горной массы по подземным выработкам сечением 10 м2 и бо- лее с грузоподъемностью до 75 т [8]. Достоинства и недостатки по рассматриваемым вариантам представлены в табл. 1.
Таблица 1 Характеристики вариантов транспортирования руды по гор. +170 м Вариант транспортирования Достоинства Недостатки Вариант № 1 (существующий) - не требуется изменения транспортной схемы; - не требуется приобретения оборудования; - оборудование отечественного производства. - высокие расходы, связанные с поддержа- нием транспортных коммуникаций; - длительность операций погрузки и разгрузки руды; - высокий расход электроэнергии; - значительный штат рабочего персонала. Вариант № 2 - высокая степень автоматизации ДКК; - относительно низкие эксплуатационные расходы; - возможность работы без вибропитателей. - требуются значительные изменения транс- портной схемы; - высокие капитальные затраты на проведение горных выработок и приобретение оборудо- вания; - необходимость предварительного дробления руды. Вариант № 3 - относительно невысокая стоимость приобретаемого оборудо- вания; - использование существующих транспортных выработок; - мобильность. - значительные расходы на раскоску горных выработок; - высокие затраты на дизельное топливо; - трудности с проветриванием горных вырабо- ток; - значительный штат рабочего персонала. Вариант № 4 - использование существующих транспортных выработок; - незначительные затраты на раскоску выработок в связи с ма- лыми габаритами оборудования; - высокая автоматизация, простота и безопасность системы; - наиболее низкие эксплуатационные расходы; - дешевизна и быстрота монтажа дорожного пути. - высокие капитальные затраты на приобрете- ние оборудования; - незначительный опыт эксплуатации.
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 44С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Технико-экономическое сравнение вариантов транспортирования Определение капитальных затрат выполнено по статьям: – горнопроходческие работы; – раскоска существующих горных выработок; – приобретение и монтаж оборудования транспортных комплексов. Результаты расчетов сведены в табл. 2. Расчет эксплуатационных затрат для базового варианта № 1 и проектируемых схем транспортирования (варианты № 2 – 4) выполнен за период отработки запасов бл. 7/10 гор. +170 м по следующим статьям расходов: – вспомогательные материалы; – электроэнергия; – услуги производственного характера; – затраты на оплату труда; – отчисления на социальные нужды; – амортизация основных фондов. Таблица 2 Капитальные затраты по разработанным вариантам транспортирования N п/п Статьи затрат Варианты транспортирования Вариант № 2 Вариант № 3 Вариант № 4 1 Проведение горных выработок, тыс. руб. 1 012 264,5 506 813,0 230 938,6 2 Раскоска существующих горных выработок, тыс. руб. 42 288,7 684 898,2 35 419,9 3 Приобретение и монтаж оборудо- вания, тыс. руб. 489 059,4 304 120,1 436 800 Всего, тыс. руб. 1 543 612,6 1 495 831,3 703 158,5 Сводные эксплуатационные расходы представлены на рис. 7. Рис. 7 – Распределение эксплуатационных расходов между вариантами транспортирования 1,6 13,1 10,9 58,7 20,9 38,5 2,0 11,5 8,7 53,3 18,9 33,8 1,0 44,7 8,7 58,0 20,6 75,3 1,4 8,3 8,6 43,1 15,3 43,6 0,00 10,00 20,00 30,00 40,00 50,00 60,00 70,00 Вспомогательные материалы Электроэнергия/д изельноетопливо Услуги производственног охарактера Затратына оплатутруда Отчисленияна социальные нужды Амортизация основныхфондов Затратызагод,млн.руб./год Вариант №1 (электровозы) Вариант №2 (ДКК) Вариант №3 (автосамосвалы) Вариант №4 (rail-veyor)
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 45С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Затраты на горнопроходческие работы распределены по потонной ставке пропор- ционально запасам руды, приходящимся на них. Затраты на конвейерный поезд опреде- лены по данным компании «Rail-Veyor Technologies Global Inc», а также по стандартным методикам расчетов. Из графика видно, что наибольшие расходы свойственны варианту № 3 с приме- нением автомобильного вида транспорта. Наименьшие операционные расходы харак- терны для вариантов № 2 и 4 благодаря высокой степени автоматизации и энергоэффек- тивности этих транспортных систем. При оценке финансово-экономической эффективности инвестиционного проекта с целью учета неравноценности сумм платежей, относящихся к разным временным пе- риодам, а также снижения стоимости денежных ресурсов с течением времени выполня- ется дисконтирование денежного потока. При этом с учетом методических рекоменда- ций по оценке эффективности инвестиционных проектов при инвестировании в условиях работающего предприятия норма дисконтирования может быть уменьшена с поправкой на снижение рисков [9]. С учетом этих факторов в работе выполнена оценка затрат на строительство и эксплуатацию транспортных комплексов за 25 лет работы гор. +170 м. Расчет производился как с учетом дисконтирования (поскольку при временных лагах бо- лее 10 лет и стандартной ставке дисконта 10 – 12 % затраты практически нивелируются, принята ставка дисконта, равная 5 %) (рис. 8а), так и без него (рис. 8б). Рис. 8 – Суммарные затраты на строительство и эксплуатацию транспортных комплексов за 25 лет работы гор. +170 м: а) с учетом дисконтирования; б) без учета дисконтирования
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 46С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Основные технико-экономические показатели (ТЭП) по рассматриваемым вари- антам представлены в табл. 3. Таблица 3 Основные ТЭП по рассматриваемым вариантам Наименование показателей Единицы измерения Варианты № 1 № 2 № 3 № 4 Годовая добыча руды млн т 2-4 2-4 2-4 2-4 Капитальные вложения: млн руб. 0,00 1543,6 1495,8 703,2 - горно-капитальные работы -"- 0 1054,5 1191,7 266,4 - оборудование -"- 0,00 489,1 304,1 436,8 Годовые эксплуатационные затраты, всего -"- 143,7 128,1 208,3 120,4 в том числе амортизация -"- 38,53 33,8 75,3 43,6 Себестоимость дробления и транспорти- рования 1 т руды, всего руб. 71,87 64,1 104,1 60,2 в т. ч. амортизация основных фондов -"- 19,26 16,9 37,7 21,8 Себестоимость дробления и транспорти- рования 1 т руды (с учетом дополнитель- ных затрат на погашение ГПР) -"- 71,87 141,4 137,0 67,9 Суммарные денежные затраты за 25 лет, всего млн руб. 7000 10667 14482 6351 - то же с учетом дисконтирования (ставка дисконта 5%) -"- 4069 6545 8856 3930 Выводы Результаты выполненной технико-экономической оценки целесообразности мо- дернизации транспортной схемы гор. +170 м Объединенного Кировского рудника АО «Апатит» с переходом на альтернативные виды транспорта позволяют говорить о том, что из всех рассматриваемых вариантов наиболее затратным является вариант с при- менением автосамосвалов, который уступает существующей схеме уже на стадии оценки эксплуатационных расходов на 45 %. Основными причинами являются высокие расходы на дизельное топливо и амортизационные отчисления. Меньшие затраты характерны для вариантов с применением ДКК и конвейерных поездов. Экономия по эксплуатационным расходам относительно базового варианта с электровозным транспортом составляет 22,4 и 33,5 %, соответственно. Однако варианту с ДКК свойственны высокие затраты на дополнительные горнопроходческие работы – 1,54 млрд руб. (по сравнению с 0,7 млрд руб. для конвейерных поездов). При погашении этих затрат на количество промышленных запасов руды по потонной ставке себестои- мость дробления и транспортирования по вариантам с ДКК и конвейерными поездами составит 141,4 и 67,9 руб./т, тогда как для существующей схемы она равна 71,87 руб./т. При рассмотрении кумулятивных денежных затрат за 25 лет эксплуатации транс- портных схем видно, что инвестирование в строительство транспортной схемы для кон- вейерных поездов окупается относительно базового варианта через 12 лет без учета дис- контирования и через 17 лет с дисконтированием при ставке дисконта 5 %. Таким образом, установлено, что при отработке рассматриваемого блока гори- зонта +170 м может быть целесообразен переход на транспортную схему с применением конвейерных поездов, что не потребует существенных изменений в схеме транспортных коммуникаций и окупается в течение времени отработки запасов горизонта.
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 47С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Литература 1. Лукичев С.В. Обоснование способов вскрытия рудных месторождений с при- менением различных комбинаций конвейерного транспорта / С.В. Лукичев, О.В. Бело- городцев, Е.В. Громов // Физико-технические проблемы разработки полезных ископае- мых. - 2015. - № 3. – С. 72 - 82. 2. Громов Е.В. Разработка способов вскрытия глубокозалегающих рудных место- рождений с применением современных типов конвейерного транспорта / Е.В. Громов // Проблемы недропользования. – 2015. – Вып. 2. – С. 62 - 74. 3. Громов Е.В. Обоснование способов вскрытия рудных месторождений с приме- нением различных типов конвейеров / Е.В. Громов // Сборник научных трудов Кольского филиала ПетрГУ. – Вып. 8. – Апатиты: КФ ПетрГУ, 2015. - С. 4 - 9. 4. «Север-Скан» поставил самосвальные автопоезда Scania R620 крупнейшей ал- мазодобывающей компании «АЛРОСА» [Электронный ресурс] – Режим доступа: URL http://www.severscan.ru / 5. Зырянов И.В. Опытно-промышленная эксплуатация многозвенных автопоездов Scania в Удачнинском ГОКе / И.В. Зырянов, А.П. Павлов // Горная промышленность. - 2014. - № 6.– С. 38 – 40. 6. Rail-Veyor material handling system [Электронный ресурс] - Режим доступа: URL http://www.railveyor.com/ 7. Rail-veyor / B. Nel, A. Pretorius // IBR underground mining conference Phakisa mine. - 2013. - 51 p. 8. Яковлев В.Л. Новые специализированные виды транспорта для горных работ / В.Л. Яковлев, П.И. Тарасов, А.Г. Журавлев // Екатеринбург: УрО РАН, 2011. – 375 с. 9. Методические рекомендации по оценке эффективности инвестиционных про- ектов / Н.Г. Алешинская и др. - М.: Экономика, 2004. – 221 с.
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 48С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е УДК 622.34:658.62.018.012.004.9 DOI: 10.18454/2313-1586.2017.01.048 Павлишина Дарья Николаевна младший научный сотрудник, Горный институт КНЦ РАН, 184209 г. Апатиты, Мурманская обл. ул. Ферсмана, 24 e-mail: shibaeva_goi@mail.ru Шумилов Павел Александрович ведущий программист, Горный институт КНЦ РАН Терещенко Сергей Васильевич заведующий лабораторией, декан горного факультета, Горный институт КНЦ РАН, Кольский филиал Петрозаводского государственного университета, 184209, Мурманская обл., г. Апатиты, ул. Лесная, 29 РАЗРАБОТКА ИНСТРУМЕНТА ФОРМИРОВАНИЯ ЭФФЕКТИВНЫХ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ СХЕМ СТАБИЛИЗАЦИИ КАЧЕСТВА РУДОПОТОКА Pavlishina Darya N. junior researcher, The Mining Institute Kola science center RAS, 184209, Russia, Apatite Murmansk region, 24 Fersman st. e-mail: shibaeva_goi@mail.ru Shumilov Pavel A. programming supervisor, The Mining Institute Kola science center RAS Tereshchenko Sergey V. the head of the laboratory, the dean of mining faculty, The Mining Institute, Kola science center RAS, Kola Branch of Petrozavodsk State University, 184209, Russia, Apatite, Murmansk region, 29 Lesnaya st. WORKING OUT A TOOL FOR FORMATION EFFICIENT TECHNOLOGICAL PROCESSES OF ORE FLOW QUALITY STABILIZATION Аннотация: Разработан программный модуль «Управление качеством руд», обеспечивающий информаци- онную поддержку процесса формирования эф- фективных технологических схем по стабилиза- ции качества рудопотока. Управление каче- ством добытой руды реализуется за счет регу- лирования движения транспортных потоков, применения процесса предконцентрации, фор- мирования плана загрузки усреднительного штабеля. Ключевые слова: алгоритм управления каче- ством руд, усреднение, предконцентрация Abstract: The authors have worked out a software module “Ore grade control” which provides information support to efficient technological processes for- mation for ore flow quality stabilization. Quality control of ore recovered is realized by regulating the movement of transport flows, applying pre-concen- tration and forming the blending pile loading plan. Key words: ore quality control algorithm, averag- ing, pre-concentration. Одним из важнейших параметров, определяющих работу горнорудного предпри- ятия, является содержание полезного компонента (ПК) в добываемых рудах. Необходи- мость поддержания значения содержания ПК в установленных пределах (на уровне за- данного обогатительной фабрикой качества с минимальной величиной колебаний), обу- словлена высокой инерционностью обогатительного производства: при отклонении со- держания полезного компонента от регламентируемого уровня оно не способно в опера- тивном режиме внести изменения в технологический процесс. Количественным крите- рием колебаний (отклонений содержания полезного компонента от регламентируемого уровня) является величина его среднеквадратичного отклонения (СКО). Минимизиро- вать значение СКО позволяют технологические решения, направленные на формирова- ние и стабилизацию качества поступающей на переработку руды. Существуют два основных пути формирования качества: усреднение, стабилизи- рующее содержание полезного компонента за счет интенсивного перемешивания рудной массы разного качества, и разделение технологического потока по сортам или на рудную и породную части, реализация которых обычно предполагает их раздельное использова- ние. Один из путей модернизации существующих систем подготовки рудной массы к
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 49С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е переработке основан на использовании сочетания способов формирования и стабилиза- ции качества с целью минимизации их недостатков. Решение этой задачи возможно с помощью анализа качественных характеристик руды в массиве и определения необхо- димой последовательности технологических решений (рис. 1). Согласно алгоритму управления качеством руд, представленному на рис. 1, выбор технологических решений определяется исходя из природных особенностей минерального сырья: содержания ос- новного полезного компонента, характера его распределения в исследуемом объеме ме- сторождения, наличия включений пустых и слабоминерализованных пород и их соответ- ствия технологическим требованиям перерабатывающего производства (бортовое и ре- гламентируемое содержание ПК). Количественным критерием характера пространствен- ного распределения полезного компонента в исследуемом объеме месторождения при- нят предложенный профессором В.А. Мокроусовым показатель контрастности M [1], величина которого рассчитывается по формуле 𝑀 = ∑ |𝑦𝑖 − 𝛼| ∙ 𝑚𝑖 𝑛 𝑖=1 𝛼 ∙ ∑ 𝑚𝑖 𝑛 𝑖=1 , где α – среднее содержание ПК в изучаемом объекте; yi – содержание полезного компо- нента в i-ом элементе объема; mi – масса i-го элемента объема горной массы; n – количе- ство i-ых элементов в объеме горной массы. Для количественного описания объемов породных включений используется по- казатель наличия пустых пород N [2]: 𝑵 = ∑ (𝑦𝑖 − θ)𝑚𝑖 𝑛 𝑖=1 ∑ |𝑦𝑖 − θ|𝑚𝑖 𝑛 𝑖=1 , где θ – бортовое содержание ПК. Рис. 1 – Алгоритм управления качеством руд: с – регламентируемое содержание полезного компонента в питании обогатительной фабрики; δ – среднеквадратичное отклонение данет данет нетда данет нет да данет Обогатительная фабрикаУсреднение |𝑎 − 𝑐| ≤ 𝛿 Отвал Строительный материал Закладочный материал N=1 α>θ М<0,4 (𝛼 − с) > 𝛿 |𝑎 − 𝑐| ≤ 𝛿 Породный продукт Рудный продукт Предконцентрация Рудная масса
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 50С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Автоматизация задачи формирования и стабилизации качества рудопотока реали- зована в программном модуле «Управление качеством руд»1 . Разработанный инструмент обеспечивает информационную поддержку принятия технологических решений на этапе оперативного планирования и управления горнодобычными работами. На рис. 2 представлен первый этап работы программного модуля. Рис. 2 – Первый этап формирования качества минерального сырья: «Классификация исходной руды» В левой части экрана (рис. 2) отображаются входные параметры, импортирован- ные из текстовых или табличных документов, в том числе созданных в различных про- граммных комплексах (например, MineFrame [3]), в правой части – результат первого этапа формирования качества минерального сырья «Классификации исходной руды» (определение типо-сортов руды). Распределение объемов руды осуществляется по четы- рем направлениям: «Предконцентрация», «Обогатительная фабрика», «Усреднительный склад» и «Отвал». Объемы, удовлетворяющие условию “с = регламентируемое содержа- ние ПК”, направляются на обогатительную фабрику. При входных параметрах, соответ- ствующих условиям системы { с ≠ регламентируемое содержание ПК с > минимальное содержание ПК, 𝑁 = 1 𝑀 ≤ 0,4 1 В разработке программного модуля принимал участие студент горного факультета Кольского филиала Федерального государственного бюджетного образовательного учреждения высшего образования «Пет- розаводский государственный университет»
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 51С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е заполняется блок «Усреднительный склад». Формирование блока «Предконцентрация» осуществляется для объемов, удовлетворяющих условиям { с ≠ регламентируемое содержание ПК с > минимальное содержание ПК . 𝑁 ≠ 1 𝑀 > 0,4 Объемы с содержанием ПК ниже или равным минимальному (с ≤ минимальное содержа- ние ПК) направляются в блок «Отвал». Таким образом, по результатам реализации первого этапа управления качеством руды определены объемы, не требующие дальнейших рудоподготовительных операций («Обогатительная фабрика»), и объемы, для формирования регламентируемого качества которых необходимо применение разделительных («Предконцентрация») и усредни- тельных мероприятий («Усреднительный склад»). При условии наличия объемов руды, содержащих часть пустых пород (рудной массы с содержанием ПК ниже минимального), осуществляется операция предконцен- трации. Результатом разделения (1) являются два продукта: обогащенный и отвальный (рис. 3). Отвальный продукт направляется в отвал или может использоваться в качестве строительного материала. Обогащенный продукт, согласно качественным характеристи- кам, перемещается в блок «Обогатительная фабрика» или в блок «Усреднительный склад» (2). В случае неудовлетворительных результатов процесса разделения, отсутствия возможности реализации предконцентрации или других причин руда может быть направлена на усреднительный склад, вне зависимости от ее характеристик. Рис. 3 – Диалоговое окно «Результаты предконцентрации» 1 2
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 52С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Модель усреднительного склада отражает основные свойства складов шеврон- ного типа (рис. 4), формирование которых осуществляется с использованием укладчи- ков, совершающих возвратно-поступательные движения по центральной линии штабеля. Шевронный способ представляет собой штабелирование большого числа слоев, имею- щих убывающую толщину поверх друг друга. Регулирование толщины слоя обеспечива- ется за счет изменения скорости движения сбрасывающей установки. Недостаток применения шевронного способа для формирования штабеля (сегре- гация материала: мелкие фракции остаются в центральной части штабеля, а крупные ссыпаются вниз) минимизируется использованием торцевого способа выемки, предпо- чтительно оборудованием типа «Усреднитель» (рис. 5). а б Рис. 4 – Схема формирования а – продольного и б – кругового усреднительного склада шевронного типа Рис. 5 – Разгрузка склада с использованием разгрузочного оборудования типа «Усреднитель»
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 53С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Исходные данные для формирования усреднительного склада, обусловленные возможностями и режимом работы обогатительной фабрики, задаются пользователем (рис. 6). На основе методики [4] рассчитываются геометрические параметры штабеля: ширина, длина, высота, а также величина единичной порции усреднения. По умолчанию она принята равной объему, формирующему один погонный метр слоя штабеля. Для из- менения пользователем величины единичного объема усреднения необходимо активи- ровать режим ручного ввода – возможности внесения изменений. Важно отметить, что новое значение единичной порции усреднения должно быть кратно объему одного слоя штабеля. Дальнейший процесс стабилизации качества рудопотока оперирует набором данных, представленных определенным количеством единичных порций, характеризую- щих качество руды в каждом исследуемом объеме. Рис. 6 – Параметры усреднительного склада В качестве критерия для оценки результата формирования качества рудопотока, направляемого на обогатительную фабрику, принята величина отклонения содержания основного полезного компонента от регламентируемого уровня. Его значение определя- ется из условия достижения максимальной эффективности процессов переработки – обеспечения оптимальных технологических показателей и минимальных экологических последствий. Полученные результаты формирования усреднительного штабеля (рис. 7) отобра- жаются в виде графиков поперечного и продольного срезов сечения штабеля, а также в табличном представлении. Поперечный срез иллюстрирует номера проб, формирующих содержание в каж- дом слое штабеля, его среднее значение в каждом погонном метре склада, продольный – очередность загрузки штабеля; номер в каждой ячейке соответствует номеру добычного забоя. Для наглядности реализована возможность раскраски блоков в зависимости от со- держания в них полезного компонента. Результаты формирования склада можно экспор- тировать в табличном виде для последующей обработки.
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 54С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Рис. 7 – Визуализация сформированного склада Формирование регламентируемого качества питания процессов обогащения до- стигается за счет регулирования направлений движения транспортных потоков, приме- нения процесса предконцентрации руды и определения очередности разгрузки единич- ных порций руды при формировании усреднительного штабеля. Представленный программный модуль позволяет автоматизировать этап предва- рительной оценки по выбору способов формирования заданного содержания ПК в рудо- потоке, направляемого на переработку, на этапе оперативного планирования, т. е. явля- ется эффективным инструментом формирования эффективных технологических схем стабилизации качества рудопотока. Литература 1. Мокроусов В.А. Радиометрическое обогащение нерадиоактивных руд / В.А. Мокроусов, В.А. Лилеев. – М.: Недра, 1979. – 192 с. 2. Терещенко С.В. Оценка выбора последовательности технологических решений в процессе формирования и стабилизации качества рудопотока / С.В. Терещенко, Д.Н. Павлишина // Маркшейдерский вестник. - 2014. - № 6. – С. 5 - 8. 3. Лукичев С.В. Компьютерная технология инженерного обеспечения горных ра- бот при освоении месторождений твердых полезных ископаемых / С.В. Лукичев, О.В. Наговицын // Горный журнал. — 2010. — № 9. – С.11 - 15. 4. Порцевский А.К. Управление качеством рудной массы на открытых горных ра- ботах: учеб. пособие / А.К. Порцевский. - М.: МГОУ, 1998. - 44 с.
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е ГЕОМЕХАНИЧЕСКИЕ ИССЛЕДОВАНИЯ
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 56С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е УДК 550.834.5 DOI: 10.18454/2313-1586.2017.01.056 Вязовкина Анастасия Олеговна студентка, Самарский государственный технический университет, 443100, г. Самара, ул. Молодогвардейская, 244 e-mail: vz-anastasia@mail.ru О КОРРЕКТНОСТИ ПРОГНОЗА ТОЛЩИН И ПОРИСТОСТИ ПЛАСТОВ-КОЛЛЕКТОРОВ, ОПРЕДЕЛЯЕМЫХ ПО МАТЕРИАЛАМ СЕЙСМОРАЗВЕДКИ Vyazovkina Anastasia O. student, Samara State technical university, 443100 Samara, 244 Molodogvardeiskaya st. e-mail: vz-anastasia@mail.ru ON THE CORRECTNESS OF THE THICKNESS FORECAST AND POROSITY OF RESERVOIRS, IDENTIFIED ACCORDING TO SEISMIC SURVEYING MATERIALS Аннотация: Актуальность данной работы заключается в том, что при выполнении сейсмических работ в среднечастотном диапазоне 0÷120 Гц суще- ственно понижается разрешающая способ- ность исследований. Исключается возмож- ность выявления и прослеживания продуктив- ных пластов толщиной 2÷10 м, определения их пористости и типа флюида. Для устранения указанных недостатков предла- гается: 1) использовать одиночные источники колеба- ний и сейсмоприемники вместо групп; 2) увеличить конусность свип-сигнала для ослабления поверхностной волны; 3) выбирать оптимальную величину бина, обес- печивающую сохранение частотного диапазона суммируемых сигналов и уверенную прослежива- емость отражающих горизонтов на всей иссле- дуемой площади; 4) разработать программу, обеспечивающую определение толщин пластов по величинам ам- плитуд сейсмических сигналов. Показано, что поставленные задачи обработки и интерпретации сейсмических сигналов могут быть решены при внедрении технологии высоко- разрешающей сейсмики ВРС-Гео. Ключевые слова: высокоразрешающая сейсмо- разведка, неантиклинальные ловушки, одиноч- ные источники колебаний, одиночные сейсмо- приемники. Abstract: The urgency of the work lies in the fact that in per- forming seismic works in midrange 0÷120 Hz reso- lution of the research falls significantly. The possi- bility of identification and correlation of 2÷10 m net reservoirs, their porosity and fluid type determina- tion is excluded. To eliminate these drawbacks, it is proposed to: 1) use single sources of vibrations and pickups in- stead of patterns; 2) increase the sweep signal taper for lessening sur- face-wave mode; 3) choose the optimal bin value, that provides the preservation of the frequency interval of summing signals and positive traceability of reflecting inter- faces throughout the site of interest; 4) work out a program, layers thickness that pro- vides determination according to the values of seis- mic signal amplitudes. It is shown, that the assigned tasks for processing and seismic signals interpretation can be resolved when implementing high-resolution VPS-Geo seis- mology survey. Key words: high-resolution seismology, non-anti- clinal traps, single sources of vibrations, single ge- ophones. Методика полевых наблюдений и программные средства обработки не обеспечи- вают возможность опоисковывания маломощных пластов-коллекторов ввиду недоста- точного вертикального разрешения сигналов. Рассмотрена возможность повышения де- тального изучения внутреннего строения продуктивных пластов и сравнительно мало- мощных пачек слоев посредством анализа амплитуд сейсмических сигналов или широ- кого использования технологии высокоразрешающей сейсмики ВРС-Гео.  Материалы статьи представлены на Х Всероссийскую молодежную научно-техническую конференцию «Проблемы недропользования», 28-30 марта 2016 г.
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 57С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Разрешающая способность (разрешение) сейсморазведки оценивается как мини- мальное расстояние между двумя неоднородностями среды, при котором они могут быть определены как две, а не одна. Вертикальное разрешение позволяет оценивать минимальные мощности выделя- емых сейсморазведкой тонких слоев, что является принципиально важным для нефтега- зовой геологии. Проблема вертикального разрешения заключается в возможности оценки временной задержки между двумя импульсами, отраженными от кровли и по- дошвы пласта, когда из-за малой толщины этого слоя импульсы интерферируют, образуя общий (суммарный) импульс сложной формы. Вертикальное разрешение оценивается по отношению к видимой длине волны. Оценить изменения формы интерференционного импульса в зависимости от мощ- ности слоя удобно на примере модели выклинивающегося песчаного слоя, заключенного в однородную глинистую среду (рис. 1). При достаточной толщине слоя (справа) отра- жения от его кровли и подошвы разрешены; с уменьшением толщины импульсы от кровли и подошвы интерферируют, при этом максимальная амплитуда суммарного от- ражения наблюдается при толщине слоя λ/4 [1]. В реальных условиях разрешающая способность сейсморазведки зависит от пара- метров скорости, точности определения статистических поправок, частотного диапазона генерируемых и регистрируемых сигналов, размеров бина, анизотропии скоростей, уровня сейсмического шума, поглощающих свойств изучаемой геологической среды. Для увеличения вертикального разрешения необходимо уменьшать шумы, увеличивать точность определения скоростей и максимизировать ширину частотного спектра отра- женных сигналов, для чего необходимо выполнять исследования, исключив группирова- ние источников колебаний и сейсмоприемников, сократив размеры бина при обработке сейсмических материалов. Рис. 1 – а – модель выклинивающегося пласта песчаника; б – волновое поле, характерное для выклинивающегося пласта; в – амплитудная и временная характеристики клина; временная мощность: ∆t – истинная, ∆tк – измеренная
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 58С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Методика полевых наблюдений и программные средства обработки воздей- ствуют на возможность регистрации сейсмических сигналов в широком спектре частот следующим образом: 1. При выполнении полевых сейсмических работ с использованием вибраторов, как правило, генерируются сигналы в диапазоне частот 1÷120 Гц. В этом случае сейсми- ческий сигнал обладает периодом T=17 мс и длиной волны λ=TV=0,017∙5000 м/с=85 м. При такой длине волны возможно уверенное прослеживание слоев толщиной h=λ/4=21 м и более. При сигнале в диапазоне 1÷140 Гц (используется редко) длина волны λ=0,014∙5000=71 м. В этом случае возможно прослеживание слоев толщиной h= λ/4=71/4=19 м и более. При использовании вибраторов «Nomad-65», способных гене- рировать сигнал в диапазоне 1÷250 Гц, представляется возможность прослеживать пла- сты толщиной h= λ/4=TсVср/4= 0,008∙5000/4=10 м и более. Однако при толщинах продук- тивных пластов геологического разреза Самарской области, изменяющихся в пределах от 2,2 до 8,8 м, проследить раздельно отражения от кровли и подошвы пластов при су- ществующем техническом обеспечении сейсмических исследований невозможно. 2. Группирование сейсмоприемников с параметрами группы: база группы 25 м, количество сейсмоприемников в группе 12 с шагом между сейсмоприемниками 2,27 м – ограничивает возможности регистрации высокочастотной составляющей сейсмиче- ских сигналов. Для сохранения высокочастотной составляющей спектра рекомендуется использовать одиночные сейсмоприемники [2]. 3. Чтобы избавиться от поверхностных волн, целесообразно запускать свип-сиг- нал, генерируемый вибратором, используя вначале частоты 7÷10 Гц, и увеличивать его конусность, что существенно ослабит возбуждаемые поверхностные волны. 4. Программные средства LANDMARK, ИНПРЕС-5, используемые при прогнозе толщин пластов, обеспечивают уверенный прогноз слоев, обладающих толщиной h больше λ/4. Согласно [1], толщины пластов можно определить и при h меньше λ/4, для чего необходимо использовать (измерять) амплитуды сигналов. К сожалению, в назван- ных комплексах таких программных средств нет. В этой связи толщины пластов, опре- деленные стандартными средствами при условии h меньше λ/4, не представляют реаль- ной ценности (ошибочны). 5. При вводе кинематических поправок сейсмические сигналы на дальних каналах расстановки «растягиваются», т. е. период их увеличивается и разрешающая способ- ность понижается. Эти каналы устраняются программными средствами, но в этом случае уменьшается кратность прослеживания границ разреза (недостаток) и, таким образом, понижается уверенное прослеживание отражающих горизонтов. 6. При недостаточно точном определении статических поправок спектр суммар- ных сигналов сокращается. Необходимо максимально точное определение статических поправок. 7. При обработке сейсмических материалов модификации 3D для исключения ис- кажений формы поверхности отражающих горизонтов и выявления дизъюнктивных нарушений необходимо тестировать величину бина, выбирая минимально возможный бин, сохраняя при этом прослеживаемость отражений от границ слоев. 8. Поглощение сейсмических волн играет существенную роль в устранении вы- соких частот из спектра сейсмических сигналов и, соответственно, приводит к уменьше- нию разрешающей способности сейсмического метода. Согласно данным, опубликован- ным в «Справочнике геофизика», IV том, 1966 г., геологическая среда пропускает сиг- налы в диапазоне 5÷80 Гц. При анализе эффективности прогноза пористости коллекторов возникают те же проблемы, что и при прогнозе толщин коллекторов, то есть заслуживают внимания ре- зультаты, полученные для пластов мощностью более λ/4. Результаты прогноза пористо- сти пластов с толщиной менее λ/4 можно считать ошибочными.
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 59С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Возникает вопрос, как повысить детальность изучения внутреннего строения про- дуктивных пластов и выполнить количественную оценку состава и свойств пористых по- род для обнаружения на этой основе ловушек нефти и газа разнообразного генезиса и размеров. Эта задача решена коллективом авторов ООО «МЕГАЦЕНТР» в Москве: В.Л. Трофимовым, В.А. Милашиным, Ф.Ф. Хазиевым и др. [3, 4]. Ими разработана и ши- роко применяется технология высокоразрешающей сейсмики ВРС-Гео. На ее основе ре- шается довольно сложная и многогранная проблема извлечения из сейсмических данных информации о детальном строении реальной геологической среды, прежде всего о лито- логическом составе, коллекторских свойствах и нефтегазоносности пород-коллекторов. К настоящему времени с применением этой технологии получен положительный опыт решения задач нефтяной геологии в различных сейсмогеологических условиях. До разработки технологии ВРС-Гео появилось довольно большое число алгорит- мов (более 8) решения обратных динамических задач сейсмики. Однако помимо того, что все вышеперечисленные способы, алгоритмы и техно- логии решают проблему динамической интерпретации по-разному, на их основе про- блема повышения разрешенности сейсмических данных (сейсмической инверсии) реа- лизуется с различной достоверностью. Для решения обратной динамической задачи сейсмики ранее названными авто- рами [3, 4] были разработаны численные алгоритмы построения детальных двумерных сейсмогеологических моделей на основе формирования временной последовательности эффективных коэффициентов отражения и эффективных акустических жесткостей, от- личающихся высоким вертикальным и горизонтальным разрешением элементов строе- ния реальных тонкослоистых сред. Разработанные таким образом способы обращения сейсмических записей позво- ляют повысить разрешающую способность сигналов в среднем на порядок. Извлекаемая при этом из сейсмических данных информация о вертикальном геологическом разрезе сопоставима с результатами бурения и ГИС: по сейсмическим записям восстанавлива- ется акустическая модель среды, сейсмическая трасса непосредственно преобразуется в импульсную реакцию среды (трассы сейсмического волнового поля обращаются в трассы эффективного сейсмоакустического каротажа, каждая из которых представляет собой некоторый эквивалент разреза глубокой скважины, в которой «проведен» такой каротаж с шагом дискретизации сейсмической записи по времени, равным 2 мс). При таком преобразовании сейсмической записи практическая вертикальная разрешенность изучаемого разреза для терригенных слоев составляет 3 – 4,5 м, для карбонатных 5,5 - 6,5 м (при шаге дискретизации сейсмической записи по времени ∆t=2 мс и скоро- стях распространения упругих волн, равных, соответственно, 3000 – 4500 м/c в терри- генном и 5500 – 6500 м/c в карбонатном разрезах). При работе технологии ВРС-Гео необходимы следующие исходные данные: 1. Акустические данные по разрезам глубоких скважин, расположенных на иссле- дуемой площади (рис. 2). 2. Материалы сейсмической съемки в модификациях 2D, 3D в виде мигрирован- ных разрезов (рис. 3, а). Результаты оценки эффективности комплекса ВРС-Гео на модельном материале подтвердили высокую эффективность его работы. Таким образом, по результатам детального сейсмического моделирования с ис- пользованием скважинных данных и восстановления детальной модели строения акусти- ческих жесткостей можно сделать следующие выводы: 1. Разработанная авторами [3] процедура решения обратной динамической за- дачи сейсмики позволяет надежно восстановить модель разрезов эффективных коэффи- циентов отражения и акустических жесткостей (импедансов) с точностью шага дискре- тизации сейсмической записи по времени (2 мс) (рис. 3, б).
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 60С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е 2. При обработке полевых сейсмических наблюдений необходимо использовать граф обработки сейсмических данных, который обеспечивает повышение соотношения сигнал/помеха и в минимальной степени искажает динамику сейсмической записи, т. е. в максимальной степени сохраняет опознавательную информацию о геологическом ве- ществе, которая в ней заключена. Рис. 2 – Элемент акустических данных, использованный для формирования двумерной акустической модели разреза: 1 – реальная кривая акустической скорости по скважине; 2 – равновременная акустическая модель Эффективность технологии высокоразрешающей сейсмики ВРС-Гео была опро- бована в условиях Западной Сибири, Дагестана, Предкарпатского прогиба, Урало-По- волжья. Наибольший интерес представляют результаты работы технологии ВРС-Гео в условиях Урало-Поволжья, поскольку названный регион сложен в основном карбонат- ным разрезом, обладающим высокими скоростями распространения в нем сейсмических волн от 6000 до 6500 м/c и тонкослоистыми продуктивными пластами в карбонатах и терригенных слоях, сложенных чередованием глин и песчаников толщиной от 2,2 до 10 м со скоростью распространения сейсмических волн от 4000 до 6000 м/c. Оптимальный режим работы технологии ВРС-Гео обеспечивается на базе высо- коточной предварительной обработки сейсмических данных (с использованием отдель- ных ключевых процедур ВРС-Гео). Результаты обработки приведены на рис. 4 и представлены в виде распределения прогнозных значений глинистости, песчанистости, карбонатности, водонасыщенности и нефтенасыщенности.
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 61С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Рис. 3 – Результат обработки сейсмических материалов по технологии ВРС-Гео: а – модель синтетического волнового поля для тестирования процедуры восстановления акустической модели разреза; б – результат решения обратной динамической задачи сейсмики. Искомая акустическая модель разреза, восстановленная из синтетического волнового поля На рис. 4 а приведен фрагмент разреза эффективных акустических жесткостей в форме отклонений с идентифицированными отражающими границами, которым при- своены индексы в соответствии с их литолого-стратиграфической приуроченностью, а на рис. 4 б – прогнозные литолого-стратиграфические колонки с распределениями типа флюида для заданных вертикальных сечений в продуктивной части разреза с интерва- лами по профилю 50 м. 1 – глина, 2 – песчаник, 3 – известняк, 4 – доломит, 5 – пластовая вода Рис. 4 – Исходные и прогнозные сейсмические разрезы по профилю 5798101: а – разрез эффективных акустических жесткостей в форме отклонений; б – результаты прогноза для интервала отложений «средний карбон – кристаллический фундамент» прогнозных литолого-стратиграфических колонок в увеличенном масштабе для заданных вертикальных сечений
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 62С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е При анализе литолого-стратиграфических колонок (рис. 4, б), построенных с ис- пользованием уравнения среднего времени 1/Vp =kп/Vф + (1 – kп)/Vт, где kп – коэффициент пористости, Vт и Vф – скорости продольных волн в твердом скелете (при отсутствии по- ристости) и флюиде, соответственно, отмечается следующее: – карбонатные отложения характеризуются малой глинизацией; – песчанистость разреза обусловливает размещение зон развития коллекторов в соответствующих обстановках седиментации (рис. 4, б); – по характеру распределения прогнозных значений пористости наиболее пори- стыми являются интервалы терригенного разреза, связанные с отложениями как нижнего и среднего карбона, так и среднего девона; – определенный интерес вызывают материалы, связанные с самой верхней частью кристаллического фундамента, в связи с возможностью получения здесь промышленных притоков углеводородов, прежде всего из трещиноватых и выветрелых зон (зон дезинте- грации и выщелачивания) – терригенных образований коры выветривания фундамента. Технология ВРС-Гео существенно дополняет традиционную сейсмическую ин- формацию весьма важными для нефтяной геологии геологическими показателями. Значительный интерес представляют результаты сопоставления контуров нефте- насыщенности, полученные по данным технологии ВРС-Гео и традиционной сейсмораз- ведкой по отложениям пашийского горизонта верхнего девона на одном из месторожде- ний Татарстана. Результаты ВРС-Гео обладают большей информативностью об изучае- мой площади (рис. 5). Рис. 5 – Пример сравнения контуров нефтенасыщенности, полученных по данным технологии ВРС-Гео и других геофизических организаций для отложений пашийского горизонта D3psh (Д0, Д1). Контуры значимого нефтенасыщения отложений: 1 – по технологии ВРС-Гео; 2 – по данным других геофизических организаций
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 63С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Таким образом, чтобы решить тонкие и сложные задачи нефтяной геологии, направленные на изучение отложений нефтегазоносного комплекса нижнего и среднего карбона, среднего и верхнего девона на территории Самарской области, рекомендуется предусмотреть широкое проведение исследований с использованием разработанной тех- нологии ВРС-Гео. Автор благодарен кандидату геолого-минералогических наук, доценту кафедры «Геология и геофизика» СамГТУ Малыхину М.Д. за подбор темы для написания статьи, обсуждение вопросов, связанных с сейсморазведкой. Литература 1. Плешкевич А.Л. Актуальные вопросы группирования источников и приемни- ков при наземных 3D-сейсмических наблюдениях / А.Л. Плешкевич // Геофизика. – 2007. – № 4. – С. 93–102. 2. Корягин В.В. Геосейсмические модели и волновые поля / В.В. Корягин. – Са- мара: Изд-во Самарского научного центра Российской Академии наук, 2000. – 312 с. 3. Трофимов В.Л. Количественный прогноз вещественного состава и нефтегазо- носности пористых фаций методами высокоразрешающей сейсмики / В.Л. Трофимов, Ф.Ф. Хазиев // Геофизика. Технологии сейсморазведки. Спецвыпуск. – 2002. – С. 130 – 102. 4. Трофимов В.Л. Модельные исследования результатов решения обратной дина- мической задачи сейсмики / В.Л. Трофимов, Ф.Ф. Хазиев // Геофизика: Технологии сей- сморазведки – II. – 2003. – С. 27 – 37.
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 64С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е УДК 622.831 DOI: 10.18454/2313-1586.2017.01.064 Кузнецов Николай Николаевич младший научный сотрудник, Горный институт КНЦ РАН, 184209 г. Апатиты, Мурманская обл., ул. Ферсмана, 24 e-mail: nikavalon@mail.ru ИССЛЕДОВАНИЕ ВЛИЯНИЯ ОБВОДНЕННОСТИ НА ЭНЕРГОНАСЫЩЕННОЕ СОСТОЯНИЕ ИЕРАРХИЧНО-БЛОЧНОЙ ГЕОЛОГИЧЕСКОЙ СРЕДЫ Kuznetzov Nick N. junior researcher, Mining institute of KSC RAS , 184209 Apatite, Murmansk region, 24 Fersman st.. e-mail: nikavalon@mail.ru STUDY OF WATERCUT INFLUENCE ON THE ENERGY SATURATED STATE OF HIERARCHICALLY BLOCK GEOLOGICAL MEDIUM Аннотация: Изучено влияние обводненности разломов на энергонасыщенное состояние блоков иерар- хично-блочной геологической среды. Проведено сопоставление результатов численного модели- рования с экспериментальными, установлен- ными на образах горных пород. На основании этого сопоставления определена связь обвод- ненных разломов с динамическими проявлениями горного давления при ведении горных работ. Ключевые слова: обводненность, энергонасы- щенность, энергия деформирования, напряже- ние, модель, образец Abstract: Water-cut faults influence on the energy saturated blocks’ state of hierarchically-block geological me- dium has been studied. Comparison of numerical modeling results and experimental ones determined on rock samples has been carried out. On the basis of the comparison the relation between water-cut faults and rock pressure dynamical manifestation while mining is determined. Key words: water-cut, energy saturation, energy of deforming, stress, model, sample Введение Один из подходов к прогнозированию удароопасного состояния отрабатываемых месторождений заключается в оценке их энергонасыщенности по величинам критиче- ской удельной энергии деформирования образцов горных пород и результатам числен- ного моделирования [1, 2, 3]. При этом важным вопросом является учет влияния обвод- ненности на энергонасыщенное состояние таких месторождений. Хибинский массив (Кольский полуостров), как известно, сложен преимуще- ственно интрузивными скальными горными породами. Особенностью таких пород явля- ется высокая степень аккумуляции в них упругой энергии, что при их разрушении уве- личит вероятность динамического проявления горного давления. Для прогноза таких со- бытий была проведена оценка энергонасыщенного состояния Кукисвумчоррского и Юкспорского месторождений с учетом влияния обводненности. Результаты и обсуждение Исследование влияния обводненности на энергетическое состояние расчетных моделей иерархично-блочной среды на примере Кукисвумчоррского и Юкспорского ме- сторождений (рис. 1) проведено методом граничных элементов. Для этого по результа- там структурного районирования для гор. +250 м выделили 9 блоков, ограниченных раз- ломами и переходными зонами от одного типа пород к другому (рис. 2). Блоки I, IV, V и IX сложены вмещающими породами, III, VII и VIII – апатит-нефелиновыми рудами, II и VI – породами разломных зон. Масштаб был условно принят как 1:1000 м. Саамский раз- лом, разделяющий группы блоков I-IV и V-IX, согласно условиям модели, не был выде- лен в отдельный блок, однако его влияние на эти группы было учтено при моделирова- нии и расчете удельной энергии деформирования блоков.
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 65С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Рис. 1 – Карта (вертикальный разрез) Кукисвумчоррского и Юкспорского месторождений: 1 – промышленные запасы, 2 – вскрытые запасы, 3 – строящиеся горизонты, 4 – подготовленные к выемке запасы, 5 – отработанные запасы, 6 – вмещающие породы, 7 – промышленные запасы с мощностью рудного тела менее 50 м Рис. 2 – Расчетная (первая) модель иерархично-блочной среды на примере гор. +250 м Кукисвумчоррского и Юкспорского месторождений (вид сверху): 1 – вмещающие породы; 2 – рудное тело; 3 – разломная зона; 4 – граница блоков, представленная разломами; 5 – граница блоков, имеющих разные физические свойства; римские цифры – номера блоков; Тх и Ту – сжимающие горизонтальные напряжения Основные расчетные параметры для построения первой модели были выбраны на основании результатов испытаний: для вмещающих пород модуль упругости и коэффи- циент Пуассона – Евмещ=7,22·104 МПа и νвмещ=0,28; для рудного тела – Еруд=6,56·104 МПа и νруд=0,20; для разломных зон – Ераз=2,62·104 МПа и νраз=0,25. В качестве граничных
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 66С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е условий по данным проведенного метода разгрузки на исследуемых месторождениях вы- брано значение сжимающего горизонтального напряжения Tx равным 50 МПа и другого горизонтального напряжения Tу – 0,5Tx (т. е. 25 МПа). По результатам моделирования методом граничных элементов для первой иерар- хично-блочной модели были рассчитаны изменения значений главных напряжений σ1 и σ2 (имеются в виду относительные главные напряжения σ1/Тх (рис. 3) и σ2/Тх (рис. 4)) в блоках. Рис. 3 – Распределение значений главных напряжений σ1 (первая модель): 1 – сжимающие напряжения, 2 – растягивающие напряжения Рис. 4 – Распределение значений главных напряжений σ2 (первая модель): 1 – сжимающие напряжения Главные напряжения σ1 (см. рис. 3) ориентированы преимущественно вдоль раз- ломов, идущих сверху вниз. Их повышенная концентрация наблюдается в местах пере- сечения разломов друг с другом и с границей блоков вмещающих пород и рудного тела, а также возле концов разломной зоны. Особенностью этой модели является наличие не только сжимающих, но и растягивающих напряжений σ1. Они, главным образом, лока- лизуются в местах пересечения разломов и границ блоков разных физических свойств (синие линии на рис. 2) с разломами. Блоки вмещающих пород имеют более высокие
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 67С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е значения прочности, модуля упругости и плотности, чем рудное тело и нарушенные по- роды разломной зоны. В связи с этим при действии горизонтального сжимающего напря- жения Тх в двух направлениях (слева направо и справа налево) происходит продавлива- ние такими блоками более слабых, и как результат в разломных зонах формируются рас- тягивающие напряжения, что и наблюдается на рис. 3. Формирование главных напряжений σ2 (см. рис. 4) преимущественно происходит вдоль разломов и границ блоков, идущих слева направо. Концентраторами этого напря- жения являются места пересечений разломных зон и границ блоков, а также концы раз- ломов. В отличие от значений σ1 значения σ2 не принимают положительных величин, то есть отсутствуют растягивающие усилия. Это объясняется тем, что действие горизон- тального сжимающего напряжения Ту направлено вдоль Саамского разлома и блока раз- ломных зон VI, что минимизирует образование в них растягивающих напряжений. Также этому способствует конфигурация чередующихся блоков вмещающих пород и рудного тела, в которой разломы (блоки II и VI) выступают в роли демпфера и среды для переноса энергии между блоками. На следующем этапе исследовали непосредственно влияния обводненного состо- яния разломов на распределение значений главных напряжений σ1 и σ2 и энергонасыщен- ное состояние расчетной модели иерархично-блочной среды. Для этого значение модуля упругости блоков разломных зон первой модели было уменьшено на 25 %, а коэффици- ента Пуассона – увеличено на 22 % согласно [4]: Ераз=1,97·104 МПа и νраз=0,39. Значения для остальных блоков и их конфигурация остались такими же, как и для условий первой модели. Распределение значений главных напряжений, полученных для условий второй модели с учетом обводненного состояния блоков разломных зон, представлено на рис. 5 и 6. В целом для второй модели картина формирования напряжений (рис. 5, 6) соот- ветствует той, что была получена для условий первой модели (см. рис. 3, 4). Значения σ1 оказались почти одинаковыми, а σ2 – ненамного выше для второй модели. Главным отличием стало отсутствие растягивающих напряжений σ1 в месте пересечения блока II с Саамским разломом (вторая модель). При этом остальные зоны растяжения сохрани- лись, а в блоках III и IV такая зона стала более локализованной. Объяснением этому яв- ляется увеличение пластичности разломов, которое приводит к уменьшению концентра- ции напряжений возле них и частичному (или полному) снятию растягивающих усилий. Рис. 5 – Распределение значений главных напряжений σ1 (вторая модель): 1 – сжимающие напряжения, 2 – растягивающие напряжения
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 68С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Рис. 6 – Распределение значений главных напряжений σ2 (вторая модель): 1 – сжимающие напряжения На основании результатов моделирования напряженного состояния блоков иссле- дуемых моделей проведены расчеты значений относительной, абсолютной и удельной энергий деформирования этих блоков. Расчеты выполнены в соответствии с формулами (1), (2) и (3), представленными в [2]:   ,)2( 21 2 2 2 1отн dxdydzvw  (1) , 2 1 2 отнабс хТw Е w  (2) zyx V w w  блока абс уд , (3) где σ1 и σ2 – главные напряжения; Е – модуль упругости исследуемого блока, МПа; ν – коэффициент Пуассона исследуемого блока; Тх – горизонтальное сжимающее напря- жение, МПа; Vблока – объем исследуемого блока, м3 ; Δx, Δy, Δz – приращения расстояний между точками в блоках, равные, соответственно, 100, 100 и 1 м. Полученные в ходе испытаний образцов апатит-нефелиновой руды и уртита сред- незернистого массивного данные, а также данные из справочника кадастра физических свойств [5] позволили определить критические значения удельной энергии деформиро- вания (для вмещающих пород – 2,10Е+05 Дж/м3 , для рудного тела – 1,60Е+05 Дж/м3 , для разломной зоны – 5,56Е+04 Дж/м3 , для мончекитовых даек – 4,64Е+05 Дж/м3 ) по следующей формуле: , 2 2 сж крит Е w   (4) где σсж – предел прочности на одноосное сжатие, МПа. На основании результатов численного моделирования распределения главных напряжений σ1 и σ2 для условий первой и второй моделей были проведены расчеты удельной энергии деформирования блоков (рис. 7, 8). В ходе анализа значений удельной энергии деформирования блоков первой (см. рис. 7) и второй (см. рис. 8) моделей установлено, что основные изменения произо- шли в блоках разломных зон II и VI – для последней они увеличились, соответственно, на 18 и 4 % (разница 1,23Е+05 и 2,61Е+04 Дж/м3 ). Для остальных блоков разница была не столь существенна (меньше 10 % или 0,80Е+04 Дж/м3 ). При этом уменьшение значе- ний наблюдалось для рудного тела (блоки VII и VIII), тогда как для вмещающих пород
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 69С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е значения как увеличились (блок V), так и уменьшились (блоки I и IX). Следовательно, можно сделать вывод о том, что наличие обводненного разлома, разделяющего массив горных пород на блоки, приводит к снижению их удельной энергии деформирования, однако энергия самих разломов в таком случае значительно возрастает. Рис. 7 – Значения удельной энергии деформирования блоков первой модели (Дж/м3 ): 1 – вмещающие породы; 2 – рудное тело; 3 – разломная зона; 4 – граница блоков, представленная разломами; 5 – граница блоков, имеющих разные физические свойства; римские цифры – номера блоков Рис. 8 – Значения удельной энергии деформирования блоков второй модели (Дж/м3 ): 1 – вмещающие породы; 2 – рудное тело; 3 – разломная зона; 4 – граница блоков, представленная разломами; 5 – граница блоков, имеющих разные физические свойства; римские цифры – номера блоков Тем не менее влияние разломов в обводненном состоянии на энергонасыщенность окружающего массива (вмещающих пород) не может быть оценено однозначно исходя из результатов, рассчитанных для условий первой и второй моделей, поскольку измене-
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 70С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е ние их значений произошло в пределах допустимой погрешности. При сравнении энер- гетического состояния правых частей (блоки V-IX, 1,04Е+05 и 1,28Е+05 Дж/м3 ) и левых частей (блоки I-IV, 6,50Е+04 и 6,70Е+04 Дж/м3 ) первой и второй моделей установлено, что обводненность в целом привела к увеличению энергонасыщенности второй модели, особенно для правой ее части и для разлома левой. Исходя из полученных данных для первой модели (см. рис. 3, 4), блок разломных зон II находится в менее напряженном состоянии (энергонасыщенном) (см. рис. 7), чем блок VI. Сравнив рис. 5 и 6, можно за- метить, что напряжения в блоке II возросли и стали численно равны тем, что были рас- считаны для блока VI. На основании этого можно сделать вывод, что обводненность также в большей степени увеличивает напряженное и энергонасыщенное состояния тех блоков, которые до этого были менее напряжены и энергонасыщены, что и является, ве- роятно, причиной повышения значений удельной энергии деформирования левой и пра- вой частей второй модели. Если проводить сравнение рассмотренных моделей, то наибольшее значение удельной энергии деформирования их частей соответствует второй модели с разломами в обводненном состоянии (левая и правая части – 6,70Е+04 и 1,28Е+05 Дж/м3 , соответ- ственно), меньшие значения установлены для условий первой модели с разломными зо- нами (6,50Е+05 и 1,04Е+05 Дж/м3 ). При сопоставлении критических величин удельной энергии деформирования с расчетными для блоков первой и второй моделей видно, что блоки разломной зоны нахо- дятся в предельном состоянии. При этом их удельная энергия на порядок больше крити- ческой. Следовательно, именно вблизи разломов, в особенности обводненных, воз- можны проявления динамических видов горного давления при ведении горных работ. Выводы Таким образом, по результатам проведенных исследований энергонасыщенного состояния иерархично-блочной среды на примере Кукисвумчоррского и Юкспорского месторождений методом численного моделирования было установлено, что для моделей (вид сверху) при действии двух горизонтальных сжимающих напряжений (Tx=50 МПа и Tу=25 МПа)  наличие обводненного разлома, разделяющего массив горных пород на блоки, приводит к снижению их удельной энергии деформирования, однако энергия самих раз- ломов в таком случае возрастает (уменьшение и увеличение удельной энергии деформи- рования происходит в пределах одного порядка);  обводненность в большей степени увеличивает напряженное и энергонасы- щенное состояние тех блоков, которые в сухом состоянии были менее напряжены и энер- гонасыщены. Автор выражает свою благодарность д.т.н. С.Н. Савченко и к.т.н. Ю.В. Федо- товой за помощь в разработке моделей, ценные советы и обсуждение результатов ис- следований. Литература 1. Кузнецов Н.Н. Оценка энергонасыщенного состояния иерархично-блочной среды (на примере Кукисвумчоррского и Юкспорского месторождений) / Н.Н. Кузнецов, Ю.В. Федотова // XVII Межрегиональная научно-практическая конференция. Ч. 1: те- зисы докладов, Кольский филиал Петрозаводского государственного университета. – Апатиты: Изд. КФ ПетрГУ, 2014. – С. 36 - 37. 2. Савченко С.Н. Энергетический аспект устойчивости горных пород / С.Н. Са- вченко // Деформационное разрушение материалов с дефектами и динамические явления в горных породах и выработках: сб. науч. тр. – Крым, Алушта, Симферополь: Тавриче- ский нац. ун-т им. В.И. Вернадского, 2010. – С. 296 - 299.
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 71С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е 3. Савченко С.Н. Энергетический критерий разрушения горных пород / С.Н. Са- вченко // Геомеханика при ведении горных работ в высоконапряженных массивах. – Апа- титы: КНЦ РАН, 1998. – С. 213 – 222. 4. Сукнев С.В. Методика определения статического модуля упругости и коэффи- циента Пуассона при изменении температуры образца / С.В. Сукнев // Горный информа- ционно-аналитический бюллетень. – 2013. - № 8.– С. 101-105. 5. Справочник (кадастр) физических свойств горных пород / под ред. Н.В. Мель- никова, В.В. Ржевского, М.М. Протодьяконова. – М.: Недра, 1975.
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 72С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е УДК: 622.831.32 DOI: 10.18454/2313-1586.2017.01.072 Терешкин Андрей Александрович младший научный сотрудник, Институт горного дела ДВО РАН, 680000 г. Хабаровск, ул. Тургенева, 51 e-mail: andrey.tereshkin@bk.ru Мигунов Дмитрий Сергеевич научный сотрудник, Институт горного дела ДВО РАН e-mail: dimisi@mail.ru Аникин Павел Александрович старший научный сотрудник, Институт горного дела ДВО РАН e-mail: pav.anik@mail.ru Гладырь Андрей Владимирович старший научный сотрудник, Институт горного дела ДВО РАН e-mail: rush3112@mail.ru Рассказов Максим Игоревич младший научный сотрудник, Институт горного дела ДВО РАН e-mail: rasm.max@mail.ru ОЦЕНКА ГЕОМЕХАНИЧЕСКОГО СОСТОЯНИЯ УДАРООПАСНОГО МАССИВА ГОРНЫХ ПОРОД ПО ДАННЫМ ЛОКАЛЬНОГО ГЕОАКУСТИЧЕСКОГО КОНТРОЛЯ Tereshkin Andrey A. junior researcher, The Institute of Mining FEB RAS, 680000 Khabarovsk, 51 Turgenev st. e-mail: andrey.tereshkin@bk.ru Migunov Dmitry S. researcher, The Institute of Mining FEB RAS e-mail: dimisi@mail.ru Anikin Pavel A. senior researcher., he Institute of Mining FEB RAS e-mail: pav.anik@mail.ru Gladyr Andrew V., senior researcher, TheInstitute of Mining FEB RAS e-mail: rush3112@mail.ru Rasskazov Maksim I. junior researcher, The Institute of Mining FEB RAS e-mail: rasm.max@mail.ru EVALUATION GEO-MECHANICAL DANGEROUS ROCK MASS STATE ACCORDING TO LOCAL CONTROL GEOACOUSTIC DATA Аннотация: На ряде рудных месторождений, опасных по горным ударам, проведены измерения парамет- ров акустической эмиссии с применением пор- тативного прибора нового поколения «Prognoz L», разработанного в ИГД ДВО РАН. Получены новые данные об особенностях проявления аку- стической активности на различных участках рудничного поля и обоснованы критерии ударо- опасности массива горных пород. Ключевые слова: геофизический метод, прибор локального контроля, удароопасность, акусти- ческая эмиссия Abstract: On a number of impact dangerous ore deposits measurements of acoustic emission parameters us- ing the “Prognoz L“ portable device of a new gen- eration, worked out by the Institute of Mining FEB RAS are performed.. New data on the peculiarities of displaying acoustic activity in different areas of the mine fields are obtained and criteria of rock mass impact hazard are grounded. Key words: geo-physical method, the local control unit, impact hazard, acoustic emission. Разработка месторождений полезных ископаемых и подземное строительство в сложных горно-геологических условиях и на больших глубинах сопровождаются повы- шенным горным давлением, которое проявляется в таких опасных формах, как сдвиже- ние и обрушение участков массива, внезапные выбросы породы и газа, стреляния пород, горные и горно-тектонические удары, что нередко приводит к катастрофическим по- следствиям. Они наносят большой материальный и социальный урон горнодобывающим предприятиям, приводят к длительным остановкам добычи полезного ископаемого из-за необходимости вести масштабные восстановительные работы на больших площадях шахтного поля.
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 73С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Важное значение для прогноза и предупреждения опасных проявлений горного давления имеет достоверная и оперативная информация о геомеханическом состоянии массива горных пород, которая может быть получена в том числе с помощью геофизи- ческих методов и измерительных средств [1], из которых наиболее широко применяются микросейсмический (сейсмоакустический) и геоакустический методы. С помощью по- следнего, в зависимости от применяемых технических средств, можно осуществлять как локальный, так и региональный контроль состояния массива горных пород. Он базиру- ется на экспериментально наблюдаемом и теоретически изученном явлении акустиче- ской эмиссии (АЭ), которая сопровождает процесс механического нагружения и разру- шения горных пород [2 – 3]. Вместе с тем сложившиеся в настоящее время представления о массиве горных пород как о литологически и структурно неоднородной среде требуют более совершен- ного инструмента для регистрации, обработки результатов измерения и анализа не только основных параметров регистрируемого сигнала АЭ, но и ряда дополнительных показателей (временных, их производных и градиентов, вариаций фазово-частотных спектров и т. п.). Необходимо также иметь возможность автоматизированной настройки и выбора режима измерения в различной шумовой обстановке действующего горнодо- бывающего предприятия. Интенсивное развитие в последние годы микропроцессорных и цифровых техно- логий создало условия для разработки в ИГД ДВО РАН значительно более совершенного геоакустического портативного прибора для локального контроля удароопасности «Prognoz L» [4], позволяющего не только регистрировать большое число параметров АЭ, но и осуществлять обработку и детальный анализ полученной информации, что значи- тельно повышает надежность оперативной оценки геомеханического состояния массива горных пород. Портативный прибор для локального контроля удароопасности «Prognoz L» со- стоит из двух основных частей (рис. 1а): первичного приемного преобразователя (дат- чика) и измерительного блока. По результатам детального анализа характеристик совре- менных акустических регистраторов лабораторных и полевых испытаний в качестве пер- вичного приемного преобразователя для прибора «Prognoz L» определен акселерометр серии АР99-1000 (фирма «GlobalTest», г. Саров) (рис. 1б). а б Рис. 1 – Внешний вид прибора «Prognoz L»: а − измерительный блок: 1 − пленочная клавиатура; 2 − корпус прибора; 3 − выносной датчик (акселерометр); 4 − жидкокристаллический дисплей; 5 − защитное стекло из поликарбоната; 6 − разъем подключения выносного датчика; б − акселерометр АР99-1000
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 74С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е В основе измерительной части прибора лежит ARM микроконтроллер STM32F405 производительностью 210 DMIPS, с помощью которого осуществляется как управление прибором, так и обработка регистрируемого сигнала акустической эмиссии. Высокая производительность позволяет в полной мере использовать DSP-библиотеку с возможностью цифровой обработки АЭ-сигнала. Хранение результатов измерений, а также истории работы прибора производится на flash-карточку формата micro-SD. Интерфейс обмена с картами данного формата реа- лизован в микроконтроллере STM32F405 в виде аппаратного модуля, который позволяет считывать и записывать данные, не используя вычислительное ядро микроконтроллера. Сигнал с пьезодатчика поступает на усилитель – фильтр верхних частот, в кото- ром он отфильтровывается от помех с частотой выше 30 кГц и преобразуется в диапазон входных сигналов АЦП, а затем оцифровывается с частотой дискретизации 100 кГц. По- сле чего оцифрованные отсчеты поступают в микропроцессор, где обрабатываются в со- ответствии с алгоритмом выделения импульсных сигналов. На рис. 2 изображены основные окна настройки и проведения измерений: главное окно (а), отражающее процесс измерения, окно представления результатов АЭ контроля (б), пользовательское (в) и инженерное (г) меню для настройки прибора «Prognoz L» Рис. 2 – Главное окно (а), отражающее процесс измерения, окно представления результатов АЭ контроля (б), пользовательское (в) и инженерное (г) меню для настройки прибора «Prognoz L» Непосредственно перед выполнением процесса измерения параметров АЭ выпол- няется настройка прибора, где имеется возможность не только изменить общие пара- метры замера, такие как дата/время, запись на цифровой носитель, громкость звука и др., но и подобрать частотный, амплитудный и временной фильтр детекции АЭ импульсов. Для этого используются пользовательское и инженерное меню (рис. 2в, 2г). Для прибора «Prognoz L» разработано специальное программное обеспечение, функционирующее на микроконтроллере и состоящее из набора программных модулей. а б в г
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 75С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Модуль получения данных осуществляет непрерывное считывание данных, по- ступающих с аналого-цифрового преобразователя в цифровом виде. Далее поток цифро- вых данных поступает на модуль цифрового фильтра. В приборе «Prognoz L» реализован цифровой фильтр с конечной импульсной характеристикой полосового типа. Отфиль- трованные данные записываются на карту памяти модулем записи для осуществления возможности просмотра и дальнейшего анализа на персональном компьютере с помо- щью специально разработанной программы для операционной системы Microsoft Win- dows. Модули расчета параметров импульса и его частотных, амплитудных и времен- ных характеристик осуществляют анализ выделенного импульса. Они позволяют рассчи- тывать следующие параметры и характеристики АЭ импульсов: время начала и оконча- ния, амплитуду, длительность, энергетическую характеристику, количество осцилляций, спектр, частоту основной гармоники. Для осуществления визуального контроля за процессом измерения часть рассчи- танных параметров выводится на дисплей в режиме реального времени модулем отобра- жения состояния процесса измерения. Рассчитанные параметры и частотные характеристики аккумулируются в модуле накопления и обработки результатов измерений. По окончании процесса измерения, про- должительность которого устанавливается пользователем в меню настроек программы, данный модуль проводит расчет удароопасности по принятой методике с использова- нием критериев, значения которых устанавливаются для условий конкретного месторож- дения в процессе экспериментальных исследований. Итоговые результаты измерения па- раметров АЭ и результаты расчета удароопасности выводятся на дисплей прибора в виде текстовой и графической информации, а также сохраняются на карте памяти в виде тек- стового файла. Записанные результаты геоакустического контроля могут просматри- ваться и детально анализироваться с помощью специально разработанной программы «Prognoz L Configurator» для операционной системы Microsoft Windows, адаптированной под работу как со средне-, так и с высокочастотными импульсами "Sound Forge Pro". В приборе локального контроля реализован ряд алгоритмов для выделения полез- ных сигналов АЭ и фильтрации технологических помех различной природы. Для оценки состояния горного массива прибором локального контроля «Prognoz-L» используются методики, в которых в качестве критериев выступают интен- сивность АЭ без видимого влияния технологических процессов NАЭ и показатель ампли- тудного распределения b [5]. Показатель интенсивности NАЭ позволяет судить о дости- жении предельных нагрузок в горных породах краевой части массива. Показатель ам- плитудного распределения b характеризует неустойчивость процесса деформирования, нарастание количества импульсов высокой энергии и рассчитывается по формуле ,lg/lg 1 2 2 АЭ 1 АЭ А А N N b  где b – соотношение числа акустических импульсов с разной амплитудой (энергией); A1 и А2 – пороги (уровни чувствительности прибора); N1 АЭ и N2 АЭ – интенсивность АЭ при различных порогах. Процесс измерения заключается в последовательной регистрации акустических сигналов при различных порогах (уровнях чувствительности прибора) A1 и А2. Нижний (более чувствительный) порог А1 устанавливается таким образом, чтобы обеспечить прием импульсов АЭ в радиусе не менее 5 м от датчика при превышении уровня полез- ного сигнала АЭ над фоном акустических помех не менее чем на 10 дБ. Верхний (II) порог А2, используемый для регистрации импульсов с большей амплитудой, устанавли- вается так, чтобы выполнялось соотношение A/A1 > 2. Уменьшение b (b < 1) свидетель- ствует об увеличении доли импульсов с большей амплитудой, что указывает на процесс прорастания трещин, являющийся признаком удароопасности массива горных пород.
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 76С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Помимо указанных критериев (NАЭ и b) для оценки состояния горного массива возможно использовать дополнительные параметры АЭ, к числу которых относятся спектральные характеристики АЭ сигналов. В приборе локального контроля реализован ряд оригинальных алгоритмов для выделения полезных сигналов АЭ и фильтрации технологических помех различной при- роды, что чрезвычайно важно, так как измерения очень часто проводятся в сложной шу- мовой обстановке подземного рудника. Фильтрация осуществляется по основным пара- метрам, которые характеризуют импульсы АЭ. Амплитудная фильтрация позволяет ис- ключать сигналы фоновых помех рабочего оборудования. Частотный фильтр исключает из алгоритма расчета как низкочастотные, так и высокочастотные импульсы техноген- ного происхождения. Также сигналы фильтруются по длительности. Натурные испытания прибора «Prognoz L» проводились в условиях подземных рудников Николаевского (АО «ГМК Дальполиметалл»), Глубокого (ПАО «ППГХО»), а также объединенных Кировского и Расвумчоррского рудников (АО «Апатит»). Оценка геоакустического состояния массива месторождений прибором локаль- ного контроля проводилась в потенциально удароопасных выработках, в которых при- сутствовали явные визуальные признаки повышенного давления (нарушение целостно- сти крепи, шелушение и интенсивное заколообразование породы кровли или бортов вы- работок, стреляние пород), а также на участках рудничного поля, в пределах которого наблюдается повышенный уровень напряжений в массиве, установленный стационар- ными сейсмоакустическими системами контроля. Достаточно представительный объем экспериментальных данных был получен на рудниках АО «Апатит» в 2014 – 2015 гг., где было проведено более 130 измерений пара- метров АЭ. На рис. 3 изображены сигналограммы измерений АЭ в выработках, с различ- ной степенью удароопасности произведенных на Кировском руднике (АО «Апатит»). Увеличение доли импульсов акустической эмиссии говорит о наличии процесса микро- и макроразрушения горных пород в связи с избыточным давлением и деформа- цией массива горных пород. В связи с дискретностью и случайным характером процессов разрушения в мас- сиве, оценку состояния его краевой части проводят на основе статистической обработки данных. В процессе анализа данных акустической эмиссии по наблюдениям геомеханиче- ского состояния массива глубоких горизонтов Кировского и Расвумчоррского рудников выявлены основные параметры частоты импульсов, амплитуды, а также длительности сигналов АЭ в выработках, где присутствовали явные признаки напряжения краевой ча- сти массива. Значения основных параметров лежат в следующем диапазоне: • частота импульсов АЭ 10600 – 16700 Гц; • амплитуда импульсов АЭ 15 – 64 дБ; • длительность импульсов АЭ 5 – 380 мс. Для условий горных выработок, пройденных в апатит-нефелиновых рудах и вме- щающих породах на горизонтах Кировского и Расвумчоррского рудников, установлен уровень Na1крит =7,5 импульсов за интервал времени Δt= 15 сек. Для категории "ОПАСНО" b ≤ 1. Также весьма представительные данные о параметрах акустической активности удароопасного массива горных пород были получены на Николаевском руднике (АО «ГМК Дальполиметалл») с октября по декабрь 2015 г., в период проявления техно- генной сейсмичности. Всего с октября по декабрь 2015 г. на Николаевском руднике зарегистрировано 25 толчков, что в 5 – 8 раз превышает среднее количество динамических проявлений за такой же период в предыдущие годы.
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 77С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е а б в Рис. 3 – Сигналограммы измерений в выработках с различной степенью удароопасности: а – спокойное состояние массива; б – начальные признаки напряжения массива; в – удароопасное состояние массива
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 78С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е По результатам детального изучения условий и факторов серия сильных толчков в глубине массива Николаевского месторождения вызвана активизацией геодинамиче- ских процессов вдоль границ подработанного горными работами тектонического блока объемом более 5 млн м3 . Геодинамические процессы протекали в форме перестройки и самоорганизации массива в природно-техногенном поле напряжений и сопровождались смещениями и подвижками вдоль тектонических нарушений различного масштабного уровня. Примером таких подвижек могут являться, в частности, наблюдаемые смещения на величину до 5 см в наклонных и вертикальных взрывных скважинах на расстоянии от 4 до 7 м от их устья. На рис. 4 представлены очаговые зоны крупных геодинамических событий, про- изошедших с октября по декабрь 2015 г. Выброс горной массы в результате мгновенного высвобождения энергии составил 10 – 18 м3 . 1 – выработки гор. -390 м; 2 – выработки гор. -360 м; 3 – тектонические нарушения а) 1-го; б) 2-го порядков; 4 – дайки среднего и основного состава; 5 – выработанное пространство: а) гор. -360 м, б) гор. -390 м; 6 – динамические проявления на а) гор. -360 м, б) гор. -390 м; 7 – техногенное землетрясение; 8 – изолинии суммарной энергии АЭ-событий; 9 – места измерения параметров АЭ прибором "Prognoz L" Рис. 4 – Сейсмоакустическая активность массива Николаевского месторождения в районе зарегистрированных с октября по декабрь 2015 г. геодинамических явлений По результатам анализа и обобщения экспериментальных данных определены критерии перехода массива горных пород на глубоких горизонтах Николаевского место- рождения в неустойчивое предразрушающее состояние.
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 79С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е В целом по результатам начального этапа экспериментальных исследований уда- роопасности с применением прибора "Prognoz-L" определены основные параметры по- лезных сигналов АЭ (амплитуда и длительность импульсов), зарегистрированных в мас- сиве Николаевского месторождения, которые также лежат в достаточно широких диапа- зонах: от 15 до 65 дБ и от 7,5 до 450 мс, соответственно. Частота при этом изменяется от 12000 до 19000 Гц. На основе применения современных микропроцессорных и цифровых технологий разработан и апробирован в шахтных условиях геоакустический портативный прибор для локального контроля удароопасности «Prognoz L», который позволяет регистриро- вать и определять параметры АЭ даже в условиях наличия технологических шумов. Для работы прибора разработаны эффективные алгоритмы и программное обес- печение, обеспечивающие регистрацию в шахтных условиях действующих рудников АЭ сигналов, определение их параметров (интенсивность акустической эмиссии; основную частоту импульсов АЭ; длительность, амплитуду и относительную энергетическую ха- рактеристику АЭ-событий и др.); углубленный анализ результатов геомеханического контроля. В условиях глубоких горизонтов Кировского, Расвумчоррского рудников, а также Николаевского полиметаллического месторождения (Восточное Приморье) получены новые экспериментальные данные о параметрах акустической активности массива гор- ных пород и определены критерии его перехода в неустойчивое предразрушающее со- стояние. Установлено, что признаком удароопасного состояния краевых участков гор- ного массива является его акустическая активизация с параметрами: • Для Кировского и Расвумчоррского рудников – интенсивность акустической эмиссии 301 N имп./мин; показатель амплитудного распределения АЭ 1b . • Для Николаевского полиметаллического месторождения – интенсивность акусти- ческой эмиссии 241 N имп./мин; показатель амплитудного распределения АЭ 1b . Литература 1. Инструкция по безопасному ведению горных пород на рудниках и нерудных месторождениях, объектах строительства подземных сооружений, склонных и опасных по горным ударам (РД 06-329-99). – М.: ГП НТЦ по безопасности в промышленности Госгортехнадзора России, 2000. 2. Кулаков Г.И. Акустическая эмиссия и стадии процесса трещинообразования горных пород / Г.Е. Яковицкая, Г.И. Кулаков // ФТПРПИ. – 1993. – № 2. 3. Регистрация и обработка сигналов электромагнитного излучения горных пород / М.В. Курленя и др. – Новосибирск: Изд-во СО РАН, 2000. 4. Совершенствование технических средств локального контроля ударооопасно- сти при ведении горных работ в сложных горно-геологических условиях / И.Ю. Расска- зов, Д.С. Мигунов, А.В. Гладырь, В.В. Макаров, П.А. Аникин, А.Ю. Искра, Д.О. Желнин, А.В. Сидляр // Проблемы освоения георесурсов Дальнего Востока. Вып. 5 ГИАБ (специ- альный выпуск). – 2014. – № 12. 5. Методические указания по сейсмоакустическим и электромагнитным методам получения критериев степени удароопасности. – Л.: ВНИМИ, 1986. 6. Вознесенский А.С. Системы контроля геомеханических процессов / А.С. Воз- несенский. – М.: Изд-во МГГУ, 2002. 7. Геофизические исследования горных ударов / И.М. Петухов, В.А. Смирнов, Б.Ш. Винокур, А.С. Дальнов. – М.: Недра, 1975. 8. Рассказов И.Ю. Контроль и управление горным давлением на рудниках Даль- невосточного региона / И.Ю. Рассказов. – М.: Издательство «Горная книга», 2008. 9. Турчанинов И.А. Основы механики горных пород / И.А. Турчанинов, М.А. Ио- фис, Э.В. Каспарьян. – Л.: Недра, 1989.
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 80С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е 10. Laboratory and field investigations of rock-burst phenomens using concurrent ge- otomografhic imaging and acoustic emission // R. Joung, D. Hutchins, S. Taltbi, T. Chow, S. Falis, L. Farell, D. Jansen, J. McGaughey, J. Towers, T. Urbancic // Microseismic techniques. Pure and Appl. Geophys. – 1989. – N 3-4. 11. Геоакустический портативный прибор нового поколения для оценки ударо- опасности массива горных пород / И.Ю. Рассказов, Д.С. Мигунов, П.А. Аникин, А.В. Гладырь, А.А. Терёшкин, Д.О. Желнин // Физико-технические проблемы разра- ботки полезных ископаемых. – 2015. – № 3. – С. 169 - 179. 12. Methods and results of burst–hazardous assessment in the undeground mines of rus- sian Far East / I.Yu. Rasskazov, B.G. Saksin, P.A. Anikin, M.I. Potapchuk, A.V. Gladyr, A.V. Sidlyar, E.E. Damaskinskaya, B.A. Prosekin, S.P. Osadchiy // Proceedings of the 8-th International Symposium on Rockbursts and Seismicity in Mines (Russia, Saint-Petersburg – Moscow. 1-7 September 2013). – Obninsk-Perm, 2013. – P. 319 - 322.
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 81С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е УДК: 622.023.623:622.831.3 DOI: 10.18454/2313-1586.2017.01.081 Прищепа Дмитрий Вячеславович аспирант кафедры шахтного строительства, Уральский государственный горный университет, 620114, г. Екатеринбург, ул. Куйбышева, 30 e-mail: dimaprishepa@gmail.com ОБОСНОВАНИЕ МОДЕЛЕЙ НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОГО СОСТОЯНИЯ ТРЕЩИНОВАТОГО ПОРОДНОГО МАССИВА Prischepa Dmitry V. post-graduate student of the department of mine construction, the Ural state mining University, 620114, Yekaterinburg, 30 Kuibishev st. е-mail:dimaprishepa@gmail.com GROUNDING THE MODELS OF FRACTURED ROCK MASS STRESSED-DEFORMED STATE Аннотация: Рассмотрены модельные представления различ- ных типов трещиноватых породных массивов. Даны прогнозные оценки деформационных ха- рактеристик этих массивов с учетом фрак- тальной размерности трещинной структуры горных пород. Полученные результаты исполь- зованы для формирования моделей напряженно- деформированного состояния массива методом конечных элементов. Результаты моделирова- ния создают базу для прогноза устойчивости подземных выработок в условиях трещинова- тых породных массивов. Ключевые слова: породный массив, деформаци- онные характеристики, метод конечных эле- ментов, фрактальный анализ трещин Abstract: Model representations of different types of fractured rock masses are considered. Forecasts of these rock mass deformation characteristics based on fractal dimension of rocks’ fracture structure are given. The results are used to form models of rock mass stressed-deformed state by the finite element method. The simulation results provide grounds for predicting underground workings stability in the conditions of fractured rock mass. Key words: rock mass, deformation characteristics, finite element method, the fractures’ fractal analy- sis. Эффективным инструментом исследования напряженно-деформированного со- стояния (НДС) породных массивов является метод конечных элементов (МКЭ) [1]. В настоящее время известен ряд компьютерных программ, моделирующих НДС массива. Такие программы непрерывно развиваются и совершенствуются. Одной из компьютер- ных реализаций метода является программный комплекс «Plaxis», разработанный в Дельфтском техническом университете (Нидерланды). В линейке программных продук- тов «Plaxis» представлены различные версии. Для решения поставленных задач был вы- бран геотехнический пакет «Plaxis 3D Tunnel». Этот мощный пакет специально предна- значен для трехмерного расчета задач, связанных с проектированием туннелей, однако он может также использоваться для широкого круга других геотехнических задач. Входными данными при реализации модели МКЭ являются прочностные и де- формационные свойства моделируемого массива. Лабораторное изучение этих свойств на образцах не дает информации о характеристиках массива, особенно осложненного си- стемой трещин и блочным строением. Адекватные данные могут быть получены путем натурных измерений непосредственно в массиве. Наиболее разработанными в техниче- ском и методическом плане являются скважинные исследования. Для оценки деформационных характеристик породного массива в районе станции Екатеринбургского метрополитена «Чкаловская» были выполнены компрессионные ис- пытания и описана система трещиноватости участков массива [2]. Для испытаний ис- пользовался прессиометр (дилатометр IF 096) швейцарской фирмы Solexpert AG. Были опробованы 25 интервалов длиной по 1 м в пяти скважинах. Типичный график деформации (распечатка компьютерной программы) приведен на рис. 1.
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 82С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Рис. 1 – Типичная диаграмма компрессионных испытаний Обобщение и анализ результатов испытаний показали, что во всех случаях дефор- мационные кривые имеют нелинейный характер. Это обусловлено уплотнением пород- ного массива за счет смыкания открытых трещин. Поскольку поверхность трещин имеет сложную геометрию, в начальной стадии в истинном контакте находятся лишь наиболее выступающие части поверхности трещин. По мере роста нагрузки эти выступы разруша- ются, и площадь соприкосновения берегов трещины непрерывно увеличивается. Наряду с этим происходит упругое деформирование вмещающих трещины горных пород, но надежно выявить это деформирование (выделить линейные участки графиков) не пред- ставляется возможным. Поэтому количественной мерой деформации породного массива принят модуль деформации Едеф. Его величина определяется тангенсом угла наклона ли- нии нагрузки, соединяющей начальную и конечную точки диаграммы (пунктир на рис. 1). При разгрузке массива можно считать, что восстанавливается только упругая часть деформации. Тогда линейная аппроксимация разгрузки может служить для опре- деления модуля упругости породного массива Ем [3]. Корреляционный анализ модулей деформации и упругости породного массива (рис. 2) показал наличие статистически зна- чимой взаимосвязи. Рис. 2 – Взаимосвязь модуля упругости пород и модуля деформации массива 0 200 400 600 800 1000 1200 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 Модульдеформации,МПа Модуль упругости, МПа
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 83С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Уравнение связи следующее: мдеф 370 Е,Е  (1) Достаточно высокий коэффициент корреляции (r = 0,90) позволяет использовать данную зависимость для оценки деформации массива по модулю упругости слагающих его пород. Этот показатель, т. е. модуль деформации горных пород, определяется по ре- зультатам лабораторных испытаний. Анализ трещинного строения породных массивов позволил выделить три их ос- новных типа: массив с системой параллельных трещин, блочное строение массива и си- стема хаотично ориентированных трещин. Обоснование модели первого типа выполнено К. В. Руппенейтом [4]. Рассматривается ситуация, когда протяженность трещин превы- шает размер влияния выработанного пространства Xm. На обнажениях или путем сква- жинного каротажа выявляются системы трещин i-го порядка с углом наклона к горизон- тальной плоскости θi. Упругие характеристики массива вычисляются по следующим формулам. Модуль упругости по вертикальному направлению: . )θsin1(η1 1 4 0 в     n i ii E E (2) Модуль упругости по горизонтальному направлению: . )θcos1(η1 1 4 0 г     n i ii E E (3) Аналогичным образом определяются другие упругие характеристики массива. Здесь ηi – геометрическая характеристика i-й системы трещин; Е0 – модуль упругости слагающих массив горных пород. В тех случаях, когда системы параллельных трещин перекрещиваются, они обра- зуют блочное строение массива. Размер блоков, как правило, значительно меньше харак- терного размера влияния выработки Xm. В этом случае в модели К.В. Руппенейта [4] сле- дует учитывать поправку li/L cos i θ , где li – длина i-й трещины (размер блока); L - харак- терный размер массива (влияния выработки Xm). В частности, при отсутствии заполни- теля трещин отдельности модуль упругости массива определится выражением , θcos)θsin1(η1 1 4 0     n i m i X L E E ii (4) где Li – средний размер блока породного массива. При наличии в массиве 3 – 4 систем ортогональных трещин его с точки зрения деформационной способности можно рассматривать как квазиизотропный. Тогда при ха- отично расположенных трещинах среднее значение множителя в формуле (2) 1 + sin4 θ =5/8, и модуль упругости такого массива определится формулой , η 8 5 1 0 n E E   (5) где n – число систем трещин.
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 84С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е При малых нагрузках, когда деформацией контактирующих выступов можно пре- небречь, геометрическая характеристика трещин определится соотношением , ζ δ η h  (6) где δ – средняя ширина раскрытия трещины; ξ – относительная площадь контактов; h – толщина слоя ненарушенного материала, приходящегося на данную трещину; может быть принята как расстояние между трещинами. При больших нагрузках следует учитывать деформацию выступов. Тогда . )σζ( δ η 0 0   Eh E (7) Расстояние между трещинами отдельности li определится натурными замерами и их статистической обработкой. Ширина зияния δi и относительная площадь контактов ζi – показатели взаимосвязанные, и их определение не столь очевидно. Так, К. В. Руппе- нейтом [4] рекомендуется принимать ζi = 3∙10-4 как некоторую константу. Однако совер- шенно очевидно, что эта величина будет существенно различной для реальных трещин массива. Более того, она будет меняться в ходе деформирования массива. При этом сле- дует учитывать величину дилатансии пород. Исследование данного вопроса позволило установить следующее. В механике сплошных сред обычно разделяют трещины отрыва и трещины сдвига. В реальном породном массиве действуют оба фактора. Если трещина образована путем отрыва, то ее берега будут зеркальными отражениями. При последующем сдвиге на некоторую величину Δ выступы рельефа будут разрушаться, образующиеся продукты разрушения заполняют промежутки и при дальнейшем сдвиге переизмельчаются, обра- зуя заполнитель трещины. Для больших по площади контактов разрушение выступов при данной нагрузке σ может не произойти. Тогда при сдвиге будет наблюдаться подъем по этой поверхности (волнистости) с увеличением ширины зияния трещины δ. В ходе этих процессов геометрия трещин будет непрерывно меняться. В соответствии с этим разработана модель динамики деформации трещин и рас- смотрены две ситуации – формирования контактов при сдвиге трещин отрыва и сбли- жение берегов трещины с разной геометрией (трещины сдвига). В каждом случае назна- чался шаг сдвига Δ, и по определенному анализом траекторий трещины углу извилисто- сти αВ вычислялась величина дилатансии V. Соответствующим образом вычислялись но- вые координаты трещины, и производилось их графическое построение. Пересекающи- еся участки траекторий ΔLi принимались за площадь контактов. Относительная площадь контактов определялась как ξ = ΣΔLi/L, где L – длина трещины. В свою очередь величина ΣΔLi оценивалась произведением числа контактов (пикселей) на площадку среза сред- него зуба шероховатости. В качестве примера на рис. 3 показана модель трещины отрыва в образце гранита, вероятностные траектории берегов которой определены путем статистического усредне- ния 50 сечений образца. Шаг сближения принят равным точности измерения координат трещины Δ = 0,62 мм. Соответствующая ему дилатансия составляет V = Δ tg αВ = 0,16 мм. Здесь маркерами показаны области контакта (наложения берегов трещины) после пер- вого шага сдвига. Относительная площадь контактов при этом составила ξ = 2,4·10-4 . Та же процедура проделана с различными трещинами сдвига. Анализ результатов моделирования и рассмотрение общего механизма деформа- ции трещин позволили установить следующее. При сближении берегов трещины проис- ходит разрушение зубьев ее шероховатости и, как следствие, выполаживание траекто- рий. Ранее нами установлено [5], что степень шероховатости трещин достаточно точно оценивается их фрактальной размерностью df. Тогда процесс деформации трещин при
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 85С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е сдвиге будет сопровождаться изменением фрактальной размерности их берегов. Реали- зация вышеописанных моделей развития трещин и анализ результатов показывают, что по мере сближения берегов трещин их фрактальная размерность нелинейно снижается. На рис. 4 показаны результаты пошагового сближения берегов одной из трещин модели. Здесь линиями с маркерами показана фрактальная размерность верхнего и нижнего бе- регов трещины; без маркеров – ее средней линии. Изначально достаточно большая раз- ница в геометрии берегов, выраженная в их фрактальной размерности, по мере сближе- ния и выполаживания поверхностей уменьшается и в финальной стадии практически совпадает. Рис. 3 – Контакты берегов трещины отрыва при сдвижении породы Рис. 4 – Изменение фрактальной размерности берегов трещины по мере их сближения Сопоставление фрактальной размерности берегов различных трещин с относи- тельной площадью их соприкосновения показало следующее. Между относительным снижением разности фрактальных размерностей берегов трещин Δdf = |df1 – df2|/df0 100 % и их относительной площадью контактов ξ наблюдается устойчивая связь. Здесь |df1 – df2| – абсолютная разность фрактальной размерности первого и второго берегов трещины; df0 – фрактальная размерность ее средней линии. -2,0 -1,5 -1,0 -0,5 0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 0 10 20 30 40 50 60 Превышения,мм Длина трещины, мм 1,00 1,10 1,20 1,30 1,40 1,50 1,60 0 5 10 15 20 25 Фрактальнаяразмерность Номер шага
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 86С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Корреляционный анализ показал, что с достоверностью аппроксимации R2 = 0,88 эта связь может быть описана уравнением .130exp1021 3 )Δd,(,ξ f  (8) Уравнение экспоненты отражает соответствие полученных данных механизму де- формации трещин. При совпадении размерностей берегов трещин разность |df1 – df2| = 0 и ξ в пределе стремится к 1,2·10-3 , что по порядку величин соответствует относительной площади соприкосновения гладких поверхностей. Таким образом, результаты моделирования трещиноватого массива позволяют определять площадь контактов берегов трещин путем фрактального анализа их геомет- рии. Полученные данные создают основу для оценки деформационных характеристик породного массива с учетом его трещинной структуры. Так, при известных значениях среднего расстояния между трещинами реального массива h и ширины их зияния δ опре- деляется характеристика геометрии трещин η = δ/ξh и вычисляется модуль деформации породного массива (1 – 5). В свою очередь, эти данные служат основой моделирования НДС трещиноватого массива методом конечных элементов. Рассмотрим реализацию модели МКЭ на примере горизонтальной выработки, со- оружаемой на глубине 300 м Юбилейного медно-цинкового колчеданного месторожде- ния, расположенного на территории Хайбуллинского района Республики Башкортостан. По результатам исследований [6] установлено, что вертикальные напряжения на данной глубине составляют σв = 7,5 + 0,6 МПа; продольные (по простиранию) σпр = 7,7 + 1,2 МПа; поперечные (по падению) σп = 7,6 + 1,0 МПа. Вмещающие породы – базальты. Комплекс свойств данных пород (как и других представительных пород месторождения) исследованы на кафедре шахтного строитель- ства УГГУ. В данных исследованиях автор принимал непосредственное участие. Свой- ства данных базальтов в образце таковы: прочность при растяжении σр = 12,5 МПа; при сжатии σсж = 113 МПа; сцепление τ = 26,6 МПа; угол внутреннего трения φ = 33 град; модуль упругости Е = 67 ГПа; коэффициент Пуассона ν = 0,28. Инженерно-геологические условия месторождения детально исследованы и при- ведены в работе [7]. В частности, модуль трещиноватости базальтов на данной глубине Jт = 2,1 1/м, что соответствует среднему расстоянию между трещинами h = 0,48 м. Тре- щины сомкнутые без заполнителя. Угол падения трещин θ = 30 град. В пределах зоны влияния выработки находится 4 системы трещин. Построение паспорта прочности базальта с учетом указанных горно-геологиче- ских условий позволило установить прочностные характеристики породы в массиве [3]: прочность при растяжении σр = 6,6 МПа; при сжатии σсж = 63 МПа; сцепление τ = 14,5 МПа; угол внутреннего трения φ = 29 град. Анализ геометрии трещин произво- дился по вышеизложенной методике. В качестве аналога (с учетом самоподобия трещин) использовались естественные поверхности торцов кернов, извлеченных из данного мас- сива. В результате установлено, что относительная площадь контактов ζi = 3,4∙10-4 и гео- метрическая характеристика данной системы трещин η = 5,5. В соответствии с этим пе- ресчитаны значения модулей упругости массива с параллельной системой трещин по вы- шеприведенным формулам К. В. Руппенейта. Так, модуль упругости массива по верти- кальному направлению составляет Ев = 3,3 ГПа, по горизонтальному Ег = 6,9 ГПа, коэф- фициент Пуассона 0,32. Угол дилатансии – 14 град. В результате моделирования получено изображение напряженного состояния массива в окрестности горной выработки (рис. 5). Средствами пакета «Plaxis 3D Tunnel» благодаря объемной картине сопоставлены конкретные значения напряжений. Данные транслированы в систему электронных таблиц «Microsoft Excel», и произведено постро- ение соответствующих диаграмм распределения напряжений в окрестности выработки по различным направлениям. В качестве примера на рис. 6 приведена эпюра вертикаль- ного горного давления.
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 87С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Рис. 5 – Результат моделирования НДС массива Рис. 6 – Эпюра напряжений на контуре выработки Таким образом, представленные результаты позволяют определять геометриче- ские характеристики трещин и задавать в модели МКЭ деформационные свойства по- родного массива с тремя типами его трещиноватости. Результаты моделирования преду- смотрено использовать для прогноза устойчивости подземных выработок. Литература 1. Сегерлинд Л. Применение метода конечных элементов: пер. с англ / Л. Сегер- линд. – М.: Мир, 1979. – 393 с. 2. Оценка деформационных характеристик породного массива для прогноза устойчивости горных выработок / О.Г. Латышев и др. // Проектирование, строительство и эксплуатация комплексов подземных сооружений: труды III Международной конфе- ренции, 19 - 21 мая 2010 г. – Екатеринбург: УГГУ, 2010. – С. 223 - 228. -2 0 2 4 6 8 10 -15 -10 -5 0 5 10 15 Напряжение,МПа Расстояние, м
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 88С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е 3. Латышев О.Г. Разрушение горных пород / О.Г. Латышев. – М.: Теплотехник, 2007. – 672 с. 4. Руппенейт К.В. Деформируемость массивов трещиноватых горных пород / К.В. Руппенейт. –М.: Недра, 1975. – 223 с. 5. Латышев О.Г. Фрактальная размерность трещины как мера ее шероховатости / О.Г. Латышев, В.В. Франц, Д.В. Прищепа // Изв. вузов. Горный журнал. - 2015. – № 8. – С. 55 - 60. 6. Лизункин М.В. Оценка напряженно-деформированного состояния массива гор- ных пород Стрельцовского рудного поля / М.В. Лизункин, А.В. Бейдин // Геомеханика в горном деле. - Екатеринбург: ИГД УрО РАН, 2014. – С. 30 - 38. 7. Инженерно-геологическая и гидрогеологическая характеристика пород Юби- лейного месторождения / О.М.Гуман; УГГУ // Отчет ООО «НПЦ Уралгеолпроект». - Екатеринбург, 2008.
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 89С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е УДК: 622.023.623 DOI: 10.18454/2313-1586.2017.01.089 Франц Владимир Владимирович ассистент кафедры шахтного строительства, Уральский государственный горный университет, 620144 г. Екатеринбург, ул. Куйбышева, 30 e-mail: franc_vv@mail.ru ИССЛЕДОВАНИЕ ФРАКТАЛЬНЫХ ХАРАКТЕРИСТИК ТРЕЩИНОВАТОСТИ ДЛЯ ПРОГНОЗА ПРОЧНОСТИ И УСТОЙЧИВОСТИ ПОРОДНОГО МАССИВА Frantz Vladimir V. assistant of the mine construction department, The Ural State Mining University, 620144 Yekaterinburg, 30 Kuibishev st. е-mail: franc_vv@mail.ru THE STUDY OF FRACTAL CHARACTERISTICS OF ROCKS JOINTING FOR PREDICTING ROCK MASS STRENGTH AND STABILITY Аннотация: Обсуждаются методы определения устойчиво- сти и прочности обнажений горных пород с уче- том наличия трещин. На основе спектрального анализа поверхности трещин обоснован крите- рий выделения и оценки их шероховатости и из- вилистости, которые являются базовыми пока- зателями для построения паспорта прочности пород при их сдвиге по трещине. Опытная про- верка подтверждает адекватность и информа- тивность методики фрактального анализа трещинной структуры горных пород. Ключевые слова: сдвиг пород по трещине, коэф- фициент шероховатости, коэффициент извили- стости, фрактальная размерность траекто- рии трещины, паспорт прочности трещины Abstract: The methods of determining rocks’ exposure strength and stability with due regards for fractures are discussed. In terms of surface fractures spectral analysis the criterion of selection and evaluation roughness and sinuosity coefficient is grounded. Roughness and sinuosity coefficients are basic indi- cators for constructing the certificate of rocks dis- placement along the fracture. Experimental verifi- cation confirms the adequacy and the informational content of the method of fractured rocks fractal analysis. Key words: rocks displacement along the fracture, roughness coefficient, sinuosity coefficient, fractal dimension of fracture trajectory, the certificate of fracture strength Устойчивость обнажений при подземных и открытых горных работах нередко определяется сдвигом пород по трещине. Анализ экспериментальных данных показы- вает, что наиболее адекватным описанием процесса являются уравнения Н. Бартона [1]. Для выделения стадий сдвига с преобладающим влиянием волнистости и шероховатости он предложил описывать огибающую предельных кругов напряжений (паспорт прочно- сти) ломаной линией, участки которой соответствуют различным уровням нормальных напряжений. Причем пороговое значение напряжений σ* зависит от геометрии (морфо- логии) трещин. В принятой в отечественной литературе системе обозначений это значе- ние определится выражением [2]: (1) где σтр – прочность при сжатии материала стенок трещины; αВ – угол волнистости; Кш – коэффициент шероховатости. На первом этапе сдвига (при σ < σ* ) паспорт прочности опишется уравнением 𝜏 = 𝜎 ∙ tg [𝜑ост + Кш ∙ lg ( 𝜎тр 𝜎 )] + 𝐶. (2) На втором этапе (при σ > σ* ) 𝜏 = 𝜎 ∙ tg[𝜑ост + 𝛼В] + 𝐶. (3) Для определения величины коэффициента шероховатости в работе [3] предлага- ется сравнивать изучаемую трещину с 10 стандартными профилями (шаблонами). По этому поводу следует отметить, что вряд ли все многообразие природных трещин можно ) ш в( тр * 10/ К a 
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 90С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е свести к 10 эталонам. Кроме того, чисто визуальное сопоставление профилей реальной и эталонной трещины связано с большой долей субъективизма. Тогда необходимой за- дачей является обоснование количественного признака (критерия), позволяющего более надежно определять входящие в уравнения Бартона коэффициенты шероховатости Кш и извилистости αВ. Волнистость (крупная волнообразная неровность) обусловливает расширение трещины в ходе ее сдвижения. Вследствие этого по профилю трещины образуются плотно сомкнутые участки и участки, имеющие большое раскрытие. Элементы шерохо- ватости имеют значительно меньшие размеры и обычно срезаются в процессе сдвига. Для разделения и количественной оценки данных показателей нами выполнены иссле- дования ряда образцов скальных пород Урала. Трещины образовывались путем раскалы- вания образцов соосной линейной нагрузкой. На поверхности берегов трещин с точно- стью 0,1 мм определялись превышения ординат по параллельным сечениям с сеткой из- мерений 1 – 2 мм. Проиллюстрируем методику исследования поверхностей на двух гео- метрически различных трещинах – образец № 1 (гранит) и образец № 2 (базальт). Ком- пьютерное представление поверхностей трещин приведено на рис. 1 и 2. Для каждого образца получено, соответственно, 2300 и 3600 координат поверхности трещин. Рис. 1 – Компьютерное изображение трещины № 1 гранита Рис. 2 – Компьютерное изображение трещины № 2 базальта В каждой поверхности трещин выделялось по 50 сечений, для которых произво- дился комплексный статистический анализ координат. Усредненные по всем сечениям траектории трещин представлены на рис. 3. Вид графиков и статистические характери-
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 91С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е стики их исходных траекторий ясно показывают, что в отличие от трещины гранита тре- щина базальта помимо шероховатости обладает заметной извилистостью траектории. Дисперсия ее превышений на два порядка выше, чем у трещины гранита. Рис. 3 – Средние траектории трещин гранита (№ 1) и базальта (№ 2) Исследованиями [4] показано, что трещины являются фрактальными объектами и их траектории в принципе не могут быть описаны гладкими дифференцируемыми функ- циями. Наилучшее приближение дает аппроксимация траекторий кусочно-линейными функциями. На рис. 4 показана иллюстрация данной процедуры для трещины базальта (№ 2). Рис. 4 – Аппроксимация линии извилистости трещины В частности, для представленной трещины углы извилистости изменяются от 6 до 29 градусов и в среднем составляют αВ = 16,9 град. Отклонения от линии извилистости будут характеризовать шероховатость трещины.
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 92С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Для количественной оценки шероховатости трещин проведен анализ различных траекторий трещин, для которых в опыте определен показатель шероховатости. Уста- новлено [5], что коэффициент шероховатости трещин достаточно надежно определяется фрактальной размерностью траектории df [2]: Кш = 0,5 ∙ 𝑑 𝑓 5.2 . (4) Таким образом, вышеизложенные результаты исследований позволяют количе- ственно определять коэффициенты шероховатости Кш и извилистости αВ трещин для аналитического описания их паспорта прочности. Однако если в случае рассматривае- мых трещин (см. рис. 3) разделение шероховатости и извилистости очевидно, то для мно- жества других природных трещин границу между этими характеристиками установить чисто визуально не представляется возможным. Тогда задачей анализа должно стать обоснование объективного количественного критерия выделения трещин, заведомо об- ладающих извилистостью. В работе [6] для оценки фрактальных свойств поверхности предлагаются методы спектрального анализа. Приводятся исследования данного аспекта для самых различных поверхностей – от рельефа Луны до поверхности тазобедренного сустава человека. Ана- лиз этих результатов приводит к мысли, что фрактальность любых поверхностей явля- ется общей природной закономерностью. Количественной мерой служит дисперсия высоты неровностей рельефа поверх- ности: 𝜎2 = ∫ 𝐺(𝜔)𝑑𝜔 ∞ 𝜔0 , (5) где G(ω) – пространственный спектр мощности; ω = 2π f – угловая пространственная ча- стота; f = 1/λ – пространственная частота; λ – длина волны неровностей поверхности. Любые объекты (физические системы) с конечным размером l0 характеризуются минимально возможной пространственной частотой: 𝑓0 = 𝜔0 2𝜋 = 1/𝑙0. (6) Тогда наибольшая длина волны поверхности λ0 = 1/f0. Как и в линейном случае, общая площадь поверхности будет увеличиваться по мере уменьшения шага измерения. В качестве модели описания поверхности может служить нестационарный процесс фрак- тального броуновского движения (процесс Винера – Леви). Для оценки как геометриче- ских, так и статистических свойств поверхности вводится понятие топотезы L0, которая связана с дисперсией следующим образом: 𝜎2 = 𝐿0 𝜆0 = 𝐿0 𝑓0 = 2𝜋𝐿0/𝜔0 . (7) С учетом L0 пространственный спектр мощности запишется в виде 20 2 0 2ω π2 )ω(          LL G (8) или 𝐺 ( 1 𝜆 ) = 𝐿0 𝜆2 . (9) Здесь длина волны λ = 1/ f может иметь смысл шага измерения рельефа поверхно- сти, обладающей фрактальными свойствами: (10) Показатель степени β называется спектральным параметром: 𝛽 = 2𝐻 + 1. (11) Фрактальная размерность поверхности следующая: .)( β 0 f L fG 
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 93С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е 𝐷𝑓 = 3 − 𝐻 . (12) Из уравнений (10) и (11) следует, что β = 2 (3 – df) + 1 = 7 – 2 df и уравнение (12) запишется в виде .)( 72 0   fD fLfG (13) По данной схеме выполнен спектральный анализ большого числа трещин, как ис- следованных нами, так и взятых из литературных источников. Как следует из получен- ных данных, наиболее характерным признаком наличия извилистости трещин может служить величина их топотезы. Границей можно считать L0 = 10 -5 м. Все трещины с топотезой выше этого предела обладают выраженной извилистостью, которую необхо- димо выделить и учесть коэффициентом αВ. При анализе отмечено, что спектр мощно- сти траекторий трещин закономерно возрастает по мере все более явного проявления их извилистости. Результаты спектрального анализа рассматриваемых выше трещин пред- ставлены в табл. 1. Таблица 1 Результаты анализа спектров траекторий трещин Характеристики траекторий Трещина гранита Трещина базальта (исходные координаты) Трещина базальта (характеристики шероховатости) Частота, 1/м Дисперсия, м2 Топотеза L0·10-5 , м Спектр мощности 33 2,5·10-7 0.82 7,0·10-8 12,5 7,2·10-6 9,0 6,7·10-8 45 1,4·10-7 0.64 1,2·10-8 Анализ исходных траекторий, показанных на рис. 3, дает значения топотезы для трещины гранита менее указанного порога (L0 = 10 -5 м), а для трещины базальта – выше него. Однако после нахождения линии извилистости (см. рис. 4) превышение неровно- стей над ней, т. е. линия шероховатости характеризуется топотезой L0 = 0,64·10-5 м, что уже меньше ее критического значения. Таким образом, использование спектрального анализа траектории трещин и использование в качестве критерия величины топотезы служит достаточно надежным инструментом разделения характеристик шероховатости и извилистости природных трещин. Для определения работоспособности предложенной методики выполнены экспе- рименты по сдвигу гранита Шарташского месторождения. Исследованы три образца при ступенчато изменяющемся нормальном давлении. Трещины образовывались путем рас- калывания образцов соосной линейной нагрузкой. На каждом из образцов получены тра- ектории верхней и нижней границы трещины с их противоположных сторон. Несмотря на достаточную однородность исследуемых пород, полученные трещины (что вполне ожидаемо) имеют различные траектории. Для построения паспорта прочности необхо- димо определить коэффициенты шероховатости и извилистости трещин. Для каждой из траекторий они отличаются по величине. Однако для использования уравнений (1 – 3) требуется единая характеристика трещин. Использовать для этого усредненную траекто- рию некорректно в силу того, что при таком усреднении изгибы трещин могут взаимно нивелироваться. Поэтому целесообразно определять шероховатость и извилистость каж- дого следа трещин и затем усреднять эти коэффициенты с учетом доверительных интер- валов. Реализация изложенной выше методики позволила определить геометрические характеристики трещин образцов, приведенные в табл. 2.
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 94С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Таблица 2 Геометрические характеристики трещин Показатели Образец № 1 Образец № 2 Образец № 3 Средние Извилистость, град 5,8 4,3 2,5 4,2 Фрактальная размерность 1,74 1,80 1,87 1,81 Коэффициент шероховатости 9,1 10,7 13,2 11,0 По опытным данным определены уравнения и построен паспорт прочности гра- нита (рис. 5). Рис. 5 – Паспорт прочности при сдвиге гранита по трещине Начальная часть паспорта прочности описывается нелинейным уравнением (2): 𝜏 = 𝜎 ∙ tg [54 + 11 ∙ lg ( 450 𝜎 )] + 7. В финальной части эта кривая переходит в прямую, описываемую уравнением (3): 𝜏 = 𝜎 ∙ tg[54 + 4,2] + 25. Граница перехода определяется прочностью при сжатии материала стенок тре- щины σтр = 450 кПа и составляет σ* = 15 кПа. Таким образом, полученные результаты подтверждают адекватность и работоспо- собность предлагаемой методики оценки параметров извилистости и шероховатости тре- щин. Это позволяет осуществлять прогноз прочности трещиноватой породы с учетом фрактальной геометрии трещин. Литература 1. Barton N.R., Bandis S.C. Effect of block size on the shear behavior of jointed rock // 23rd U.S. symp. on rock mechanics, Berkeley. - 1982. - Р. 739 – 760. 2. Речицкий В.И. Современные методы определения прочности на сдвиг по тре- щине / В.И. Речицкий, С.А. Эрлихман // Геоэкология. - 1997. - № 5. – С. 102 - 114. 3. Зерцалов М.Г. Механика скальных грунтов и скальных массивов / М.Г. Зерца- лов. – М.: ИД «Юриспруденция», 2003. – 184 с. Касательныенапряжения,кПа
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 95С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е 4. Латышев О.Г. Неоднородность трещинной структуры и прочность горных по- род / О.Г. Латышев // Изв. вузов. Горный журнал. - 2014. –№ 6. – С. 152 - 159. 5. Латышев О.Г. Фрактальная размерность трещины как мера ее шероховатости / О.Г. Латышев, В.В. Франц, Д.В. Прищепа // Изв. вузов. Горный журнал. - 2015. – № 8. –С. 55 - 60. 6. Потапов А.А. Фракталы в радиофизике и радиолокации: Топология выборки / А.А. Потапов. – М.: Университетская книга, 2005. - 848 с.
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 96С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е УДК 622.831.232 DOI: 10.18454/2313-1586.2017.01.096 Харисов Тимур Фаритович младший научный сотрудник лаборатории геомеханики подземных сооружений, Институт горного дела УрО РАН, 620075, г. Екатеринбург, ул. Мамина-Сибиряка, 58 e-mail: Timur-ne@mail.ru Князев Денис Юрьевич младший научный сотрудник лаборатории геомеханики подземных сооружений, Институт горного дела УрО РАН e-mail: knyazev@igduran.ru ЗАКОНОМЕРНОСТИ ДЕФОРМИРОВАНИЯ ПОРОДНЫХ СТЕНОК СТВОЛА В ПРОЦЕССЕ ПРОДВИЖЕНИЯ ЗАБОЯ В УСЛОВИЯХ ЗАПРЕДЕЛЬНОГО НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОГО СОСТОЯНИЯ МАССИВА Kharisov Timur F. junior researcher, The Institute of mining UB RAS, 620075 Yekaterinburg , 58 Mamin-Sibiryak st. e-mail: Timur-ne@mail.ru Knyazev Denis Yu. junior researcher, The Institute of mining UB RAS, e-mail: knyazev@igduran.ru THE REGULARITIES OF DEFORMING THE SHAFT’S ROCK WALLS DURING THE PROCESS OF FACE ADVANCING IN THE CONDITIONS OF ROCK MASS LIMIT-EXCEEDING STRESSED- DEFORMED STATE Аннотация: На основании результатов выполненных натур- ных исследований напряженно-деформирован- ного состояния породных стенок ствола в про- цессе его строительства по совмещенной тех- нологической схеме получена математическая модель зависимости корректирующего понижа- ющего множителя α* от отношения расстоя- ния до забоя к радиусу выработки вчерне. Про- веден сравнительный анализ изменения α* в мас- сиве, находящемся в условиях упругого деформи- рования, и в массиве, находящемся в запредель- ном состоянии. Ключевые слова: деформации, вмещающий мас- сив, предел прочности, строительство ствола, уход забоя, конвергенция Abstract: In terms of the results of performed natural re- searches of the shaft’s rock mass walls stressed- deformed state in the process of its construction ac- cording to combined technological scheme, the mathematical model of dependence of the correcting lowering multiplier α* is obtained from the distance relation till a face to radius of the working in rough. The comparative analysis of α* change in the rock mass in the conditions of elastic deforming as well as in the rock mass being in an limit-exceeding state is carried out. Key words: deformations, the enclosing rock mass, ultimate strength, shaft construction, face leaving convergence. Нарушение крепи шахтных стволов, вызванное деформацией окружающего мас- сива, в основном происходит в процессе строительства. При проходке выработки ствола происходит разгрузка вмещающего массива, сопровождающаяся смещением породных стенок к центру выработанного пространства (конвергенция) [1]. Зона деформаций вме- щающего массива в процессе строительства стволов начинается впереди забоя и охваты- вает призабойную часть выработки. Сдерживающее влияние забоя препятствует полной реализации смещений породных стенок выработки в призабойной области [2, 3]. Уходка забоя в процессе строительства ствола провоцирует смещения породных стенок U к цен- тру выработки. Рост деформаций породных стенок ствола происходит постепенно по мере продвижения забоя. Учет смещений окружающего породного массива, вызванных уходкой забоя, ре- шается введением корректирующего понижающего множителя α*, выражающего долю нереализовавшихся деформаций, вызванных уходом забоя выработки, которые выража- ются следующей формулой [4]:
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 97С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е *),1( αUU   (1) где )./exp(* RLAα  (2) Полные смещения U∞, вызванные уходом забоя, реализуются на расстоянии, рав- ном 3-м радиусам выработки [4] (рис. 1). Рис. 1 – Схема смещений поверхности выработки в призабойной области без учета деформаций впереди забоя при А=1 (L – расстояние от наблюдательной станции до забоя, R – радиус выработки вчерне, U – деформация породных стенок, U∞ – полная деформация породных стенок) Исследования конвергенции породных стенок в призабойной зоне выработки, вы- званной продвижением забоя, были выполнены такими учеными, как М. Баудендистел, Б. З. Амусин, Н. С. Булычев, А. В. Зубков, А. Е. Балек. М. Баудендистел, используя метод конечных элементов, получил значение α* (ко- эффициент нагрузки) [4]: )/75,1exp(64,0* RLα  , (3) где L – расстояние от наблюдательной станции до забоя, м; R – радиус выработки вчерне, м. Доктор технических наук Б.З. Амусин на основании обработки результатов натур- ных наблюдений за смещениями пород в выработках предложил следующую эмпириче- скую формулу для определения указанного множителя [4]: )/3,1exp(* RLα  . (4)
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 98С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Н.С. Булычев также сделал большой вклад в изучение влияния забоя на поле напряжений окружающего массива и вывел экспоненциальную зависимость, исходя из корреляционного анализа, полученного М. Баудендистелом [4]: )/38,1exp(6,0* RLα  . (5) Доктор технических наук А.В. Зубков выполнил большую работу по изучению влияния уходки забоя на напряженно-деформированное состояние вмещающего мас- сива. Было проведено объемное моделирование на пенопласте [5]. В результате были определены величины деформаций стенок выработки с круглым сечением при продви- жении забоя (рис. 2). Линии тренда деформаций растяжения (верхняя линия) и сжатия (нижняя линия) выполаживаются при l/R=2, то есть зона влияния забоя равна двум ради- усам выработки. Рис. 2 – График радиальной деформации контура круглой выработки от нагрузок Доктор технических наук А.Е. Балек в результате исследования напряженно-де- формированного состояния массива и крепи стволов Донского горно-обогатительного комбината вывел экспоненциальную зависимость [2]: )/75,1exp(55,0* RLα  . (6) Все исследования и расчеты α*, выполненные ранее, были произведены в усло- виях упругой модели неразрушенного горного массива с действующими гравитацион- ными и тектоническими напряжениями, не превышающими предел прочности массива. Массивы, находящиеся в запредельном напряженном состоянии, когда тектонические напряжения превышают предел прочности массива, деформируются иначе. Происходит растрескивание горного массива, сопровождающееся взаимными подвижками структур- ных породных блоков. Отсюда следует сделать вывод, что необходимо провести допол- нительные исследования закономерности изменения множителя α* в зависимости от рас- стояния до забоя в процессе строительства ствола в массиве, находящемся в запредель- ном напряженно-деформированном состоянии. В стволе «Клетевой» шахты «Центральная» выполнены исследования деформа- ции (конвергенции) породных стенок ствола в серпентинитовом массиве. Особенность массива заключается в том, что на глубине более 500 м он находится в запредельном U*103 см U*103 см Uy(z),Uz(y) Uy(z),Uz(z) Uy(y),Uz(y) Uy(z), Uz(y) Iв/Rэф
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 99С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е напряженном состоянии. Тектонические напряжения превышают его предел прочности, в результате чего происходит растрескивание горного массива, сопровождающееся вза- имными подвижками структурных породных блоков [6]. Измерения деформаций вмещающего массива проводились на глубине 800 – 830 м в тюбинговых кольцах № 348, 350, 354, 357, 360, 363, 365 ствола «Клетевой» в процессе его проходки по совмещенной технологической схеме. Замеры проводились на больших базах, установленных в породе через тампонажные отверстия тюбингов на глубину до 1 м. Измерения расстояния между этими реперами выполнялись в 4-х направ- лениях между тюбингами 1-9, 3-11, 5-13, 7-15 по азимутам через 45˚ по мере уходки за- боя от места установки реперов (рис. 3) [7]. Рис. 3 – Схема размещения измерительных станций в стволе «Клетевой» Результаты натурных измерений представлены на рис. 4. Каждая точка отображает результат замера уровня деформаций окружающего массива при различных расстояниях от наблюдательной станции до забоя ствола в процессе его проходки. Рис. 4 – График зависимости деформации породных стенок ствола U от отношения расстояния до забоя ствола к радиусу выработки вчерне При использовании полученных результатов измерений с помощью компьютерной программы построения функционально-факторных уравнений нелинейной регрессии «Тренды ФСП-1» [8] была получена следующая математическая модель зависимости при коэффициенте детерминации, равном R2 =0,80: ))./48,0exp(1(03,24 RLU  (7) Отношение расстояния до забоя к радиусу выработки L/R ДеформацияпородныхстенокстволаU,мм
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 100С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Черной линией изображен тренд изменения значений U – деформаций при увели- чении расстояния до забоя. Нарастание U происходит постепенно, 70 % деформаций ре- ализовывается при расстоянии, равном двум радиусам исследуемой выработки. Выпола- живается график при U∞=24,03 мм, что свидетельствует о полной реализации деформа- ций, вызванных уходом забоя ствола, на расстоянии, равном 7 – 8 радиусов выработки вчерне. Из полученной математической модели деформации (7) выделена экспоненциаль- ная зависимость коэффициента α* от отношения расстояния до забоя к радиусу выра- ботки вчерне, которая имеет вид: )./48,0exp(* RLα  (8) Полученные значения коэффициента α* в условиях запредельного напряженно-де- формированного состояния вмещающего массива существенно отличаются от значений, полученных учеными ранее. На рис. 5 представлены результаты, полученные автором, в сравнении с результатами, полученными Б.З. Амусиным, М. Баудендистелом, Н.С. Булычевым, А.В. Зубковым и А.Е. Балеком. На представленном графике видно, что зона влияния забоя в исследуемом массиве в 2 – 2,5 раза больше, чем в массиве в условиях упругого деформирования, и составляет 7 – 8 радиусов выработки вчерне. Столь существенное различие позволяет сделать вывод: значения множителя α* и закономерности его изменения, полученные ранее предшественниками, не применимы для всех видов массивов. Если поле напряжений массива превышает его предел прочно- сти и массив перестает вести себя как упругая среда, предлагается применять закономер- ности изменения α*, полученные автором статьи (8). Рис. 5 – Зависимость значения х=α* от отношения отставания крепи от забоя к радиусу ствола y=L/R Отношение расстояния до забоя к радиусу ствола вчерне L/R Значениякоэффициента* М. Баудендистел
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 101С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Литература 1. Боликов В.Е. Напряженно-деформированное состояние бетонной крепи при строительстве вертикальных стволов / В.Е. Боликов, Т.Ф. Харисов, И.Л. Озорнин // Гор- ный информационно-аналитический бюллетень. - 2011. – ОВ № 11. - C. 77 - 86. 2. Боликов В.Е. Исследования поведения неустойчивых напряженных горных массивов при строительстве шахтных стволов / В.Е. Боликов, А.Е. Балек // Горный вест- ник. - 1995. - № 4. - С. 45 - 48 . 3. Сашурин А.Д. Формирование напряженно-деформированного состояния иерархически блочного массива горных пород / А.Д. Сашурин // Проблемы недрополь- зования. - 2015. - № 1 (4). - С. 38 - 44. 4. Булычев Н.С. Механика подземных сооружений / Н.С. Булычев. - М.: Недра, 1994. 5. Разработка методов и аппаратуры для оценки напряженного состояния пород в нетронутом массиве / И.В. Афонин, Н.П. Влох, Б.П. Жуков, А.В. Зубков и др. // ИГД. – Свердловск, 1979. 6. Деструкция земной коры и процессы самоорганизации в областях сильного техногенного воздействия / А.Д. Сашурин, А.Е. Балек, Т.Ш. Далатказин, В.В. Мельник, А.Л. Замятин, Ю.П. Коновалова, С.В. Усанов // Новосибирск: Изд-во СО РАН, 2012. - С. 119 - 178. 7. Харисов Т.Ф. Формирование напряжений в крепи при строительстве верти- кальных стволов в тектонически напряженном горном массиве / Т.Ф. Харисов, И.Л. Озорнин // Известия высших учебных заведений. Горный журнал. - 2013. - № 6. - С. 60 - 67. 8. Антонов В.А. О программе для ЭВМ "Тренды фсп-1" и ее применении в ин- формационных системах горных предприятий / В.А. Антонов, М.В. Яковлев // Информа- ционные технологии в горном деле: доклады Всероссийской научной конференции с международным участием / Институт горного дела УрО РАН. – Екатеринбург, 2012. - С. 26 - 34.
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 102С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е УДК 622.831.32 DOI: 10.18454/2313-1586.2017.01.102 Сидляр Александр Владимирович младший научный сотрудник, Институт горного дела ДВО РАН, 680000, г. Хабаровск, Уссурийский бульвар, 5 e-mail: Kaspar_89@mail.ru Потапчук Марина Игоревна кандидат технических наук, научный сотрудник, Институт горного дела ДВО РАН e-mail: potapchuk-igd@rambler.ru ОБОСНОВАНИЕ ПАРАМЕТРОВ СКВАЖИННОЙ РАЗГРУЗКИ МАССИВА ГОРНЫХ ПОРОД НИКОЛАЕВСКОГО ПОЛИМЕТАЛЛИЧЕСКОГО МЕСТОРОЖДЕНИЯ, ОПАСНОГО ПО ГОРНЫМ УДАРАМ Sidlyar Alexander V. junior researcher, The Institute of Mining FEB RAS. 680000, Khabarovsk, 5 Ussuriysk Boulevard e-mail: Kaspar_89@mail.ru Potapchuk Marina I. candidate of technical sciences, researcher, The Institute of Mining FEB RAS e-mail: potapchuk-igd@rambler.ru GROUNDING THE PARAMETERS OF ROCK MASS HOLE DISCHARGE IN THE NIKOLAYEVSKY POLYMETALLIC DEPOSIT DANGEROUS ON ROCK BURSTS Аннотация: По результатам численного моделирования определены закономерности формирования техногенного поля напряжений на глубоких го- ризонтах Николаевского полиметаллического месторождения. Результаты моделирования верифицированы данными сейсмоакустического мониторинга с применением многоканальной си- стемы контроля горного давления «Prognoz- ADS». Для наиболее опасных участков руднич- ного поля обоснованы параметры эффективной скважинной разгрузки массива горных пород, обеспечивающие допустимый уровень геодина- мического риска при ведении горных работ. Ключевые слова: полиметаллическое место- рождение Николаевское, техногенное поле напряжений, напряженное состояние, сква- жинная разгрузка Abstract: According to the results of numerical modeling the regularities of technogeous stress field formation in deep horizons of the Nicholaevsky poly-metallic de- posit are determined. Simulation results are verified by seismic and acoustic monitoring data using the “Prognoz-ADS” multi-channel rock pressure mon- itoring system. The parameters of efficient rock mass hole discharge providing acceptable level of geodynamic risk during mining operations are grounded for the most dangerous sections of mine fields. Key words: the Nikolaevsky poly-metallic deposit, technogenous stress field, stressed state, hole dis- charge. Проблема удароопасности на подземных рудниках Дальневосточного региона не теряет своей актуальности уже несколько десятилетий. Горное давление, неизбежное при подземной разработке в условиях глубоких горизонтов и высокой тектонической напряженности массива, создает серьезную угрозу жизни работающим, нарушает нор- мальный ход ведения горных работ и тем самым снижает эффективность горного произ- водства. Решение проблемы управления горным давлением во многом сдерживается из- за недостаточной изученности природы и механизма геодинамических процессов и яв- лений, возникающих в массиве горных пород под влиянием многочисленных природных и техногенных факторов. К числу наиболее опасных месторождений Дальнего Востока относится Никола- евское полиметаллическое месторождение (г. Дальнегорск, Приморский край), которое характеризуется сложным геологическим строением и приуроченностью к тектонически активным районам земной коры. В последние годы на Николаевском месторождении складывается сложная геомеханическая обстановка, в результате чего оно с глубины
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 103С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е 600 м было отнесено к категории опасных по горным ударам (в настоящее время горные работы ведутся на глубине 900 м и ниже). Месторождение представлено серией мелко-глыбовых и мощных рудных тел раз- личного падения и простирания с четкими контактами сложной геометрии. Главное руд- ное тело «Восток-1» мощностью от 3 – 80 м и шириной в центральной части рудного поля до 600 м прослежено с глубины 700 м до 1100 м. Выше и на флангах залежи «Во- сток-1» расположены глыбовые оруденения и серия маломощных рудных тел, в том числе и рудная залежь «Харьковская». Геодинамика территории в региональном плане обусловлена приуроченностью к скрытому глубинному разлому субмеридионального направления, сдвиговые движения по которому определили элементы тектонической структуры месторождения. Место- рождение имеет характерное блоковое строение, к главным элементам которого отно- сятся крутопадающие Субширотный разлом и Северо-Западная тектоническая зона, раз- деляющие поле месторождения на три основных структурных блока: северный, цен- тральный и западный. В пределах месторождения выделяются также протяженные кру- топадающие разрывные пострудные нарушения субмеридионального простирания [1]. За время наблюдений на месторождении зарегистрировано более 200 динамиче- ских проявлений горного давления в различных формах: от стреляния пород до соб- ственно горных и горно-тектонических ударов. На основе анализа факторов, определя- ющих проявления удароопасности массива, установлено, что около 50 % динамических проявлений приурочено к зонам влияния геолого-тектонической структуры массива (зоны разломов и контактов пород). Велико также и влияние особенностей горнотехни- ческих условий разработки месторождения: более трети из зарегистрированных динами- ческих проявлений происходят в зоне опорного давления вблизи отработанных про- странств. В последние несколько лет горные работы на Николаевском месторождении ве- дутся преимущественно на южном, северном флангах рудной залежи «Восток» и в рай- оне рудной залежи «Харьковская». По результатам анализа геомеханической и горнотех- нической обстановки было установлено, что отдельные участки рудных залежей «Харь- ковская» и «Восток» представляют потенциальную удароопасность. В таких условиях первоочередную роль для решения проблемы предупреждения опасных динамических проявлений горного давления приобретает оценка влияния масштаба и геометрии очист- ных блоков на уровень напряженного состояния конструктивных элементов применяе- мой системы разработки и выявление закономерностей формирования техногенного поля напряжений в горном массиве. Для оценки геомеханического состояния массива и выявления опасных концен- траций напряжений широко применяется математическое моделирование напряженно- деформированного состояния (НДС) массива горных пород методом конечных элемен- тов (МКЭ), который отличается доступностью, относительно малой трудоемкостью и универсальностью программного обеспечения [2]. Научный интерес для выявления закономерностей формирования природно-тех- ногенных полей напряжений представляет участок рудной залежи «Харьковская» (ка- меры 3 и 4 блока 7), а также участок между профильными линиями 37 и 40 и сопрягается с юго-западного и северо-восточного направления с ранее отработанными камерами 2 – 5 Блока 5 и камерами 1 – 3 Блока 4, соответственно. Применение совокупности тео- ретических и экспериментальных методов позволило установить опасные концентрации напряжений и разработать рекомендации по управлению горным давлением на этом участке. При отработке рудных запасов применяется камерная система разработки с управляемым обрушением кровли. Рудную залежь разбивают на блоки, содержащие ка- меру и целик; в первую очередь извлекают запасы камеры, а затем вынимают целик и осуществляют выпуск руды под защитой породной консоли. Завершив выемку запасов,
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 104С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е производят принудительное обрушение пород кровли до проектной высоты и присту- пают к отработке готового к выемке смежного блока [3]. Начальные напряжения задавались на основании ранее проведенных геомехани- ческих исследований, в результате которых было установлено, что в массиве Николаев- ского месторождения действует неравнокомпонентное поле напряжений, в котором пре- обладают горизонтальные тектонические напряжения, в 1,5 – 2,5 раза превышающие вер- тикальную гравитационную составляющую [4]. Значения физико-механических свойств горных пород и руд, принятые при моде- лировании МКЭ, принимались в соответствии с установленными ранее результатами натурных и лабораторных исследований. Результаты исследований механических харак- теристик показали, что практически все вмещающие породы и руды обладают доста- точно высокой прочностью, способны к накоплению потенциальной энергии упругого сжатия и хрупкому разрушению в динамической форме. С помощью математического моделирования МКЭ решались следующие задачи: – выделение потенциально удароопасных участков конструктивных элементов системы разработки на различных стадиях отработки исследуемого участка (очистной камеры 3 и 4 блока 7); – выявление закономерности формирования природно-техногенных полей напря- жений и оценка применяемых технологических решений для разработки месторождения с позиции удароопасности. Анализ результатов моделирования напряженно-деформированного состояния разрабатываемого массива показал, что в районе камер блока 7 под влиянием очистной выемки происходит формирование сложного техногенного поля напряжений, характе- ризующегося наличием областей разгрузки (преимущественно вокруг очистных камер) и повышенных напряжений в кровле выработок и краевых частях массива (рис. 1). Рис. 1 – Распределение касательных напряжений после полной отработки 3-й и 4-й камер блока 7 в проекции на разрез 1-1 После полной отработки камер 3 и 4 блока 7 до гор. -323 м происходит существен- ное перераспределение напряжений, и большинство выработок находится в зоне опор- ного давления вышележащих камер и отработанных с фланга камер 3 и 4 блока 7 на гор.-323 м (рис. 2). Максимальные горизонтальные и касательные напряжения после пол- ной отработки достигают 135 и 95 МПа, соответственно. Стоит отметить, что касатель- ные напряжения, превышающие предельно допустимые значения, характерны только для выработок, расположенных перпендикулярно направлению действия максимальных горизонтальных напряжений.
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 105С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Рис. 2 – Распределение максимальных горизонтальных напряжений σy в кровле горных выработок, расположенных на горизонте -323 м, после полной отработки 3-й и 4-й камер блока 7 Известно, что напряженно-деформированное состояние приводит к образованию трещин, их росту и далее к разрушению приконтурной части массива. Предвестниками разрушения при этом выступают излучения, являющиеся основой для дистанционного контроля устойчивости горного массива. Эти излучения напрямую связаны с процессами в массиве, которые вызывают изменения напряженно-деформированного состояния мас- сива горных пород. Из многообразия геофизических методов контроля, позволяющих получать важную информацию о состоянии массива, особое место занимает сейсмоаку- стический, поскольку он весьма технологичен. Его достоинства – простота установки геофонов и измерений, возможность получения непрерывной интегральной информации о процессах, происходящих непосредственно в самом массиве, без прерывания ведения добычных и подготовительных работ. Для выявления зон концентраций напряжений, а также регионального прогноза удароопасности на Николаевском месторождении с 2011 г. применяется сейсмоакусти- ческая автоматизированная система контроля горного давления (АСКГД) «Prognoz- ADS», разработанная в ИГД ДВО РАН. Система обеспечивает эффективную регистра- цию акустических сигналов, их оцифровку, обработку и передачу по цифровым каналам связи в центральный компьютер, с которого осуществляется управление измерительно- вычислительным комплексом. На сегодняшний день наблюдательная сеть включает в себя 15 цифровых прием- ных преобразователей (ЦПП), установленных в скважинах, пробуренных из горных вы- работок гор. -323, -360, -380, -390, -406, -420, -433. За время наблюдений в 2011 – 2015 гг. на Николаевском месторождении было зарегистрировано более 12000 АЭ-событий с раз- личной энергетикой. Данные, полученные по результатам сейсмоакустического мониторинга, зача- стую показывают высокую сходимость с результатами моделирования НДС. В качестве наиболее характерных примеров можно привести две очаговые зоны, сформировавшиеся по результатам сейсмоакустического мониторинга в 2011 – 2013 гг. Первая очаговая зона находится в кровле горной выработки, прилегающей к ка- мере 1 блока «Южный-2» (рис. 3). Большая концентрация касательных напряжений обу- словлена расположением выработки перпендикулярно действию максимальных гори- зонтальных напряжений, а также зоной опорного давления прилегающей камеры.
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 106С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Рис. 3 – Сопоставление результатов сейсмоакустического мониторинга с результатами моделирования НДС на примере зоны концентрации напряжений в районе камеры 1 блока «Южный-2» в проекции на разрез 38-38 Вторая очаговая зона – на гор. -380 в междукамерном целике, в зоне опорного давления отработанной камеры 1 блока «Южный-1» и камеры 2 блока «Южный-2» (рис. 4). Главным принципом безопасной отработки месторождений, склонных к горным ударам, является достижение таких порядка и способа ведения горных работ, при кото- рых в массиве горных пород максимально исключаются чрезмерные концентрации напряжений и снижается вредное влияние горного давления вокруг горных выработок. Реализация данного принципа обеспечивается применением специальных профилакти- ческих мероприятий. Для снижения горного давления в кровле горных выработок Николаевского ме- сторождения в качестве профилактических мероприятий предложен метод бурения раз- грузочных скважин. Бурение ряда параллельных разгрузочных скважин обеспечивает образование са- моразвивающейся защитной локальной зоны с высокой податливостью. При бурении на стенках скважин и в забое возникает предельно напряженное состояние, вызывающее разрушение поверхности скважин. В процессе разрушения происходит разгрузка (релак- сация) массива.
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 107С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Рис. 4 – Распределение интенсивности касательных напряжений инт в массиве горных пород до начала очистных работ камеры 2 (а) и очаги сейсмоакустических событий (б) (в проекции на разрез 36-36) Определение оптимального расположения и параметров разгрузочных скважин, обеспечивающих максимальное снижение напряженного состояния междуэтажных це- ликов на Николаевском месторождении, проводилось на основании результатов модели- рования. Задача о распределении напряжений в элементах системы разработки до и после бурения разгрузочных скважин, ориентированных в различном направлении, решалась в плоской и объемной постановках задачи. Результаты моделирования представлены на рис. 5. Было рассмотрено 4 варианта моделей: 1. Без разгрузочных скважин. 2. Создание двух горизонтальных скважин в бортах штрека. 3. Создание двух наклонных скважин под углом 45 град. 4. Вертикальные скважины в кровле штрека длиной 5 м. Результаты моделирования показали следующее: 1. Максимальная концентрация напряжений наблюдается в кровле выработки и в краевых частях очистной камеры. 2. Создание горизонтальных разгрузочных скважин в бортах штрека разгружает лишь борта выработки, напряжения в кровле и целике остаются практически без изме- нения. 3. При создании ряда вертикальных скважин в кровле штрека происходит пере- распределение напряжений, приводящее к разгрузке кровли штрека.
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 108С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Рис. 5 – Распределение горизонтальных напряжений σx при различных вариантах направления разгрузочных скважин (а – без разгрузочных скважин; б – вертикальная скважина в кровле штрека длиной 5 м; в – горизонтальные скважины длиной 5м; г – наклонные скважины в кровле штрека длиной 5 м) Следует также отметить, что само по себе бурение разгрузочных скважин не при- водит к разгрузке напряжений в кровле штрека. Перераспределение напряжений будет осуществляться только в случае, если массив будет работать не на разрушение кровли штрека, а на разрушение междускважинных целиков. Саморазрушение междускважин- ных перемычек приводит к образованию разгрузочной щели и последующей релаксации (разгрузке) массива. В связи с этим для определения оптимальных параметров бурения разгрузочных скважин, обеспечивающих максимально эффективное разрушение перемычек и сниже- ние напряженного состояния в кровле штреков, было проведено моделирование в зави- симости от ширины межскважинного целика при различном диаметре разгрузочных скважин. Анализ результатов моделирования показал, что чем больше диаметр разгрузоч- ных скважин и чем меньше ширина межскважинного целика, тем больше напряжения в них и эффективнее разгрузка кровли штрека (рис. 6). Выработанное пространство отработанной камеры Выработанное пространство отработанной камеры Выработанное пространство отработанной камеры Выработанное пространство отработанной камеры
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 109С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Рис. 6 – График распределения касательных напряжений τинт в зависимости от ширины межскважинного целика при различном диаметре разгрузочных скважин Выявленные закономерности формирования природно-техногенных полей напря- жений позволили обосновать параметры комплекса разгрузочных мероприятий для сни- жения опасных концентраций напряжений в выработках и предупреждения опасных ди- намических проявлений горного давления на Николаевском месторождении: − самым эффективным вариантом разгрузки кровли штрека и безопасной эксплу- атации горной выработки является бурение вертикальных разгрузочных скважин; − для создания защитной зоны расстояние между скважинами должно обеспечи- вать разрушение междускважинных целиков и образование разгрузочной щели. Практи- ческими исследованиями установлено рекомендуемое расстояние от 0,5 до 2 диаметров скважин; − использование большего диаметра разгрузочных скважин приводит к более эф- фективной разгрузке; − длина скважин влияет на длительность действия защитной зоны, должна обес- печивать безопасность штрека на весь период отработки данного участка рудничного поля. Практическими исследованиями установлено, что для выполнения этой цели до- статочно бурения скважин длиной от 1,5 до 2,5 м. Таким образом, по результатам математического моделирования НДС для Нико- лаевского месторождения были выявлены закономерности формирования природно-тех- ногенных полей напряжений, и для снижения горного давления были обоснованы пара- метры комплекса разгрузочных мероприятий, которые также необходимо использовать в сочетании с непрерывным геомеханическим мониторингом массива горных пород ав- томатизированными системами контроля.
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 110С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Литература 1. Повышение эффективности подземной разработки рудных месторождений Си- бири и Дальнего Востока / А.М. Фрейдин, В.А. Шалауров, А.А. Еременко и др. - Ново- сибирск: Наука, СИФ, 1992. – 177 с. 2. Фадеев А.Б. Метод конечных элементов в геомеханике / А.Б. Фадеев. - М.: Недра, 1987. 3. Методы контроля и управления горным давлением на рудниках ОАО «МГК «Дальполиметалл» / И.Ю. Рассказов, Г.А. Курсакин, А.М. Фрейдин, В.Н. Черноморцев, С.П. Осадчий // Горный журнал. - 2006. - № 4. - С. 35 - 38. 4. Рассказов И.Ю. Контроль и управление горным давлением на рудниках Даль- невосточного региона / И.Ю. Рассказов. - М.: Изд-во «Горная книга», 2008. - 329 с. 5. Инструкция по безопасному ведению горных пород на рудниках и нерудных месторождениях, объектах строительства подземных сооружений, склонных и опасных по горным ударам (РД 06-329-99). — М.: ГП НТЦ по безопасности в промышленности Госгортехнадзора России, 2000. – 66 с. 6. Указания по безопасному ведению горных работ на Николаевском и Южном месторождениях (ОАО «ГМК «Дальполиметалл»), опасных по горным ударам / И.Ю. Рассказов, Г.А. Курсакин, В.Н. Черноморцев, С.П. Осадчий и др. // Указания по ведению горных работ.– Хабаровск: ИГД ДВО РАН, 2008. - 64 с.
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е РАЗРУШЕНИЕ И МЕХАНИКА ГОРНЫХ ПОРОД
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 112С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е УДК 622.235.2:622.063.23 DOI: 10.18454/2313-1586.2017.01.112 Аленичев Игорь Алексеевич ведущий технолог, Горный Институт КНЦ РАН, 184209 г. Апатиты, Мурманская обл., Ферсмана, 24 e-mail: igor-alenichev@ya.ru ОБОСНОВАНИЕ ПАРАМЕТРОВ ВЗРЫВНОЙ ОТБОЙКИ ОБВОДНЕННЫХ АПАТИТ-НЕФЕЛИНОВЫХ РУД Alenichev Igor A. leading technologist, the Mining Institute KSC RAS, 184209 Russia, Apatite, 24 Fersman st. e-mail: igor-alenichev@ya.ru GROUNDING THE BLASTING PARAMETERS OF FLOODED APATITE-NEFHELIN ORES Аннотация: В работе рассматривается вопрос обоснова- ния параметров взрывной отбойки обводнен- ных апатит-нефелиновых руд. Проведена кор- ректировка удельного расхода взрывчатого ве- щества с учетом обводненности. Определены базовые параметры размещения скважинных зарядов дробления. Обоснован оптимальный ин- тервал замедления. Ключевые слова: обводненность, апатит-нефе- линовая руда, удельный расход взрывчатого ве- щества, средний размер куска, модель Кузне- цова-Раммлера, интервал замедления Abstract: This paper considers the question of grounding the blasting parameters of apatite-nepheline ores. Cor- rection of specific explosive ratio based on flooding has been carried out. Basic parameters of crushing hole charges placement have been determined. Op- timum delay interval has been grounded. Key words: flooding, apatite-nepheline ore, spe- cific explosives’ consumption, average piece size, delay interval. Введение С понижением уровня горных работ на карьерах Кольского полуострова увеличи- лись объeмы добычи крепких и обводненных горных пород, а с ними и выход негабарит- ных фракций на рудных горизонтах. Особенно это относится к карьерам с большими во- допритоками. На Кольском полуострове самым обводненным является Коашвинский ка- рьер Восточного рудника АО «Апатит», на котором максимальные значения водоприто- ков составляют 11000 м3 /час. По данным гидрогеологической службы Восточного руд- ника с помощью водоотлива в среднем откачивается до 37,2 млн м3 воды в год, а с помо- щью понизительных скважин удаляется до 18,2 млн м3 воды в год [1]. Основные места разгрузки подземных вод находятся в северо-западной, северной и восточной частях карьера. Вода, дренируя по массиву, делает его практически на 100 % обводненным на нижних отметках. На сегодняшний день этот фактор не учитывается, а отбойка горных пород в таких условиях осуществляется по параметрам, установленным для обычных условий. В связи с этим встает вопрос об обосновании параметров взрывной отбойки об- водненных апатит-нефелиновых руд. Для этого были сформулированы основные задачи исследования: 1. Корректировка удельного расхода ВВ с учетом обводненности. 2. Выбор параметров сетки взрывания с учетом удельного расхода. 3. Обоснование оптимального интервала замедления. Корректировка удельного расхода ВВ с учетом обводненности Для обоснования удельного расхода ВВ на отбойку первоначально была сделана выборка по удельному расходу на дробление необводненных руд (табл. 1), на основании которой по модели Кузнецова-Раммлера (КUZ-RAM) определялся средний размер куска взорванной горной массы для руд с различным содержанием апатита (1):
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 113С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е , )(15,0 ВВ отд 33,0 зП ср qe dfd d   где ρП – плотность породы, т/м3 ; dз – диаметр заряда, м; f – коэффициент крепости по шкале М.М. Протодьяконова; dотд – диаметр естественной отдельности в массиве, м; q – удельный расход ВВ, кг/м3 ; eвв – переводной коэффициент как отношение теплоты взрыва эталонного (грам- монит 79/21) к применяемому ВВ (для Фортис Эдвантэдж-70 составляет 1,17). Таблица 1 Фактический удельный расход ВВ на дробление необводненных руд на Коашвинском карьере с 2011 по 2015 г. 2011 2012 2013 2014 2015 P2O5,% qдр, кг/м3 qсред, кг/м3 5-7 1,198 1,207 1,216 1,208 1,211 1,208 9-12 1,254 1,266 1,270 1,239 1,248 1,255 17-19 1,348 1,365 1,360 1,356 1,367 1,359 24-27 1,383 1,392 1,401 1,410 1,389 1,395 Затем, принимая из эксперимента [2] на сколько процентов увеличился размер куска при взрыве в условиях водонасыщения (для апатит-нефелиновых руд это увеличе- ние составляет 10 – 6 %), решали обратную задачу по нахождению удельного расхода для водонасыщенных пород с целью обеспечения такой же степени дробления. Далее определяли коэффициент увеличения удельного расхода ВВ в обводненных условиях. Расчетные значения удельных расходов представлены в табл. 2. Таблица 2 Скорректированный расчет удельного расхода ВВ P2O5,% ρ, т/м3 dзар, м dотд, м f, ед dk, м евв qдр(сух), кг/м3 обв П K qдр(влаж), кг/м3 5-7 2,894 0,2508 1,4 12,61 0,8 1,17 1,2080 1,0910 1,3178 9-12 2,995 1,5 11,21 1,2557 1,0927 1,3721 17-19 3,069 1,7 10,40 1,3595 1,1180 1,5199 24-27 3,114 2,0 6,24 1,3951 1,1384 1,5883 Зависимость удельного расхода в обводненных условиях от содержания P2O5 представлена на рис. 1 (2): (2) (1) .26,1 009,0 X ey 
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 114С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Рис. 1 – Зависимость удельного расхода в условиях водонасыщения от содержания полезного компонента Выбор параметров сетки взрывания с учетом удельного расхода Основными технологическими параметрами скважин дробления являются сетка бурения (расстояние между соседними скважинами в ряду и расстояние между сосед- ними рядами скважин), длина незаряжаемой верхней части скважин, глубина перебура. На основании скорректированного удельного расхода на дробление обводненных апатит-нефелиновых руд были определены базовые параметры размещения скважинных зарядов по методике [3]. Основные расчетные формулы (3 – 6) представлены ниже: длина верхней незаряжаемой части скважины, м: (3) глубина перебура скважины, м: ; 9 2 др скв пер q p l   (4) расстояние между скважинами в ряду, м: ; 1 3 др скв q p a   (5) расстояние между соседними рядами скважин, м: , 1 5,1 др скв q p b   (6) где pскв – линейный вес скважинного заряда дробления, кг/м; qдр – удельный рас- ход ВВ, кг/м3 ; n – показатель действия взрыва приустьевой части скважинного за- ряда, ед. В табл. 3 приведены расчетные параметры БВР для отбойных скважин диаметром Dскв = 250,8 мм (при pскв = 57 кг/м) при использовании эмульсионного ВВ марки Фортис Эдвантэдж 70. Высота взрываемого уступа принята равной Hуст = 12,0 м. y = 1,26e0,0093x R² = 0,9746 1,1 1,2 1,3 1,4 1,5 1,6 1,7 0 5 10 15 20 25 30 qвв, кг/м3 P2O5 % ; 12 1 9 8 3 др скв нед   nq p l
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 115С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Таблица 3 Основные технологические параметры скважин дробления в сухих и обводненных условиях взрывания Сухие условия Обводненные условия P2O5,% 5-7 9-12 17-19 24-27 P2O5,% 5-7 9-12 17-19 24-27 dскв, м 0,2508 dскв, м 0,2508 qдр, кг/м3 1,208 1,256 1,36 1,395 qдр, кг/м3 1,318 1,373 1,521 1,588 Hуст, м 12 Hуст, м 12 lпер, м 1,8 1,8 1,7 1,7 lпер, м 1,9 1,9 1,9 1,9 lнед, м 4,9 4,9 4,7 4,6 lнед, м 4,7 4,6 4,4 4,3 a, м 6,7 6,6 6,3 6,2 a, м 6,4 6,3 6 5,8 b, м 5,8 5,7 5,5 5,4 b, м 5,6 5,4 5,2 5,1 Обоснование оптимального интервала замедления Оптимальное время замедления зависит от многих факторов, в том числе от свойств и состояния разрушаемых пород, параметров взрывных работ, времени образо- вания свободной поверхности после взрыва предыдущего заряда, степени трещиновато- сти, величины давления газов, соударения движущихся масс взорванной породы и т.д. [4]. На сегодняшний день существует множество методик по определению интерва- лов замедления [5, 6], однако для одних и тех же условий взрывания расчетные значения колеблются в весьма широких пределах. Объясняется это тем, что в основу данных ме- тодик заложен волновой механизм разрушения (либо отражение волн от боковых сво- бодных поверхностей, либо наложение от взрыва смежных зарядов, либо интерференция волн и т. д.). В то же время, согласно [7], улучшение качества дробления пород при ко- роткозамедленном взрывании (КЗВ) основано на взаимодействии давления продуктов детонации (ПД) предыдущего заряда с волной напряжения последующего. Как отмечалось в работе [2], дробление апатит-нефелиновых руд, по данным мо- дельных взрывов, характеризуется увеличением зоны интенсивного дробления и снижением размера зон разрушения радиальными трещинами. Если в таких условиях использовать большие интервалы замедления от 40 до 80 мсек, то руда успевает сбросить давление ПД, и взрыв последующего заряда будет работать на свободную поверхность, не производя никакого полезного действия. Очевидно, что для улучшения качества дробления необоходимо уменьшать интервал замедления до значений, при которых ударная волна последующего заряда оказывала бы дополнительное воздействие на зону трещинообразования в момент максимального давления продуктов детонации предыдущего заряда. Исходя из этого наиболее предпочтительной выглядит методика, в основу кото- рой входит расчет времени бризантного разрушения горной породы на различных рас- стояниях от заряда, соответствующих трем основным зонам разрушения при взрыве (пе- реизмельчение, дробление, трещинообразование) [8]. Нас интересует зона трещинообразования, а именно следующее: за какое время произойдет полное инициирование скважинного заряда, за какое время ударная волна пробежит расстояние, равное Rтр для данной породы, за какое время сформируется рас- тягивающее напряжение в конкретной точке массива и за какое время прорастет трещина на расстояние Rтр. Сумма всех описанных интервалов даст необходимое значение замед- ления (7):
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 116С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е c,,разв.трещнапр.растуд.вин.зар tttt  (7) где ин.зарt – время инициирования заряда, равное D lзар , с; уд.вt – время пробега ударной волной расстояния, равного радиусу трещинообразования для данной породы р тр С R , с; напр.растt – время формирования растягивающих напряжений в конкретной точке,  жрас 2 3 3 13 напр.раст /)(1 )1/(1 ln 1 Prk rk kk t      , с; разв.трещt – время развития трещины на рассто- яние трR , в данной породе тр тр V R , с. Расчет времени замедления проводили на примере одного вида апатит-нефелино- вых руд (P2O5 ≈ 5 – 7 %), в качестве ВВ был принят Фортис Эдвантэдж-70. Характери- стики руд, ВВ, а также полученные результаты представлены в табл. 4. Таблица 4 Расчет времени замедления для апатит-нефелиновых руд при диаметре скважины 250,8 мм Характеристики апатит-нефелиновой руды ρ, кг/м3 μ Е, ГПа Ср, м/с Vтр, м/с Rтр, м при Ø250,8 мм 2960 0,23 70,3 5200 200-300 2,9 Характеристики заряда Фортис Эдвантэдж-70 Lзар, м ρ, кг/м3 D, м/с Рж, ГПа 8,9 1150 5500 8,3 Оптимальный интервал замедления ин.зарt , с уд.вt , с напр.растt , с разв.трещt , с 0,00162 0,000533 0,0000729 0,0145 0,0167разв.трещнапр.растуд.вин.зар  tttt с Из имеющихся на руднике поверхностных замедлений Exel SL ближе всего под- ходит интервал 17 мс. По результатам расчетов также был построен график, где можно увидеть, как изменяется интервал замедления в зависимости от диаметра заряда (рис. 2). Рис. 2 – Зависимость интервала замедления от диаметра заряда y = 0,038x0,5985 R² = 0,9988 0,012 0,0125 0,013 0,0135 0,014 0,0145 0,015 0,0155 0,016 0,0165 0,017 0,15 0,17 0,19 0,21 0,23 0,25 0,27 Времязамедления,с Диаметр заряда, м
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 117С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Вывод Результаты проделанной работы послужили основой для корректировки типо- вого проекта ведения взрывных работ на руднике Восточный АО "Апатит". Литература 1. Козырев С.А. К вопросу влияния гидрогеологических условий Коашвинского месторождения ОАО «Апатит» на степень обводненности горных пород / С.А. Козырев, И.А. Аленичев // Мониторинг природных и техногенных процессов при ведении горных работ: сб. науч. тр. РАН / Кольский науч. центр, Горн. ин-т. - СПб.: Реноме, 2013. - С. 356 - 362. 2. Козырев С.А. К вопросу влияния обводненности карьера на механизм разруше- ния апатит-нефелиновых руд и параметры буровзрывных работ / С.А. Козырев, И.А. Аленичев // Взрывное дело. – 2015. - Вып. № 114/71.– С. 160 – 177. 3. Совершенствование технологии буровзрывных работ на предельном контуре карьера / В.А. Фокин, Г.Е. Тарасов, М.Б. Тогунов, А.А. Данилкин, Ю.А. Шитов. – Апа- титы: Изд-во Кольский научный центр РАН, 2008. – 224 с. 4. Кушнеров П.И. Оптимальные интервалы замедления между смежными заря- дами при КЗВ / П.И. Кушнеров, А.И. Шумский // Взрывное дело. - 2008. – Вып. № 99/56.– С. 69 – 79. 5. Механизм разрушения горных пород при короткозамедленном взрывании (КЗВ) и расчет интервалов замедления / А.И. Ермолаев, В.В. Токмаков и др. // Иннова- ционные геотехнологии при разработке рудных и нерудных месторождений / УГГУ. - Екатеринбург, 2014. – С. 75 – 79. 6. Артемьев Э.П. Обоснование оптимальных интервалов времени замедления при производстве массовых взрывов на карьерах / Э.П. Артемьев, А.В. Трясцин // Изв. ВУЗов. Горный журнал – 2013. – № 2. – С. 84 – 87. 7. Баранов Е.Г. Короткозамедленное взрывание / Е.Г. Баранов // Фрунзе: Илим, 1971. – 146 с. 8. Крюков Г.М. Модель взрывного рыхления горных пород на карьерах. Выход негабарита. Средний размер кусков породы в развале: отдельные статьи Горного инфор- мационно-аналитического бюллетеня (научно-технического журнала). - Сер. № 2. Препринт. - М.: МГГУ, 2005. – 30 с.
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е МОДЕЛИРОВАНИЕ
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 119С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е УДК 622.235.5.001.57 DOI: 10.18454/2313-1586.2017.01.119 Камянский Виктор Николаевич инженер, Горный институт КНЦ РАН, 184209, г. Апатиты, Мурманская обл., ул. Ферсмана 24 e-mail: kamyanski@goi.kolasc.net.ru МОДЕЛИРОВАНИЕ ВЗРЫВА СКВАЖИННЫХ ЗАРЯДОВ В СРЕДЕ ANSYS Kamyansky Victor N. engineer, The Mining institute KSC RAS, 184209, Apatite, 24 Fersman st. E-mail: kamyanski@goi.kolasc.net.ru, BOREHOLE BLASTING SIMULATION USING ANSYS SOFTWARE Аннотация: Применение средств численного моделирования является перспективным методом решения за- дач горного дела. Использование расчетного комплекса Ansys Autodyn применительно к зада- чам взрыва позволяет исследовать физику про- цесса разрушения на более высоком качествен- ном уровне. Основное внимание в работе уделено решению задач взрыва в трехмерной, двухмер- ной и осесимметричной постановках. Путем сравнения расчетных гидродинамических пара- метров детонационной волны проверена сте- пень адекватности уравнения состояния про- дуктов детонации Джонса-Уилкинсона-Ли (JWL) аналитическому решению. Проведено ка- чественное сравнение различных моделей проч- ности разрушения при моделировании взрывного разрушения. Ключевые слова: численное моделирование, раз- рушение горных пород, взрыв, взрывчатое веще- ство, детонация, модели прочности и разруше- ния Abstract: The means of numerical simulation employment is a promising tool for solution many problems in min- ing art. The Ansys Autodyn software applications al- lows investigating the physics of break-down pro- cess on a highly qualitative level. The main atten- tion in the paper is drawn to explosive problem so- lution in 3D, 2D and axi-symmetric statements. By comparing the calculating hydrodynamic parame- ters of the detonation wave the degree of JWL equa- tion of state adequancy to analytical solution is checked. A qualitative comparison of different strength and failure models is performed. Key words: Numerical simulation, rock failure, blast, explosive, detonation, strength and failure models. Введение Современное состояние горной промышленности, в силу постоянно изменяю- щихся горно-геологических условий, требует проведения работ, направленных на улуч- шение существующей технологии добычи полезных ископаемых. Буровзрывные работы, являющиеся неотъемлемой частью технологической цепочки производства, также тре- буют постоянного совершенствования. Применение современных средств математиче- ского моделирования взрывного разрушения горных пород позволяет оценить характер трещинообразования и оптимизировать параметры буровзрывных работ. Для моделирования процесса взрывного разрушения массива горных пород сква- жинными зарядами использовалась система инженерного анализа ANSYSс модулем AUTODYN. Специализированный модуль ANSYS AUTODYN – это аналитический ин- струмент для решения задач в явной постановке, служащий для моделирования сложной нелинейной динамики твердых тел, жидкостей, газов и их взаимодействия [1]. Разработка модели взрывания скважинных зарядов ведется в ANSYSA UTODYN по ряду причин: 1. Компания ANSYS является одним из мировых лидеров в области компьютер- ного моделирования, в основе которого положен метод конечных элементов, а ее поль- зовательские продукты находят свое применение на многих передовых предприятиях промышленности. 2. AUTODYN является относительно простым в освоении, а его пользователь- ский интерфейс дает возможность в сжатые сроки редактировать элементы модели и по- лучать наглядные результаты.
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 120С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е 3. Среди аналогов модулю AUTODYN практически нет равных по расчетной воз- можности, которая наиболее полно при всех прочих равных условиях отражает физику исследуемого явления, что многократно подтверждено накопленным мировым опытом в использовании данного продукта. Для осуществления процесса моделирования в трехмерной постановке в ANSYS AUTODYN рассматривались четыре основных типа решателей: Лагранжев, Эйлеров, произвольный Лагранжево-Эйлеровый, а также бессеточный решатель SPH (гидродина- мика сглаженных частиц). Одной из главных уникальных особенностей данного расчетного модуля является хорошо разработанный алгоритм связывания различных решателей. Алгоритм связыва- ния Эйлеровой расчетной сетки с Лагранжевой делает возможным решение задач взаи- модействия течения жидкостей и газов с твердыми телами [2]. Моделирование физических процессов в среде ANSYS AUTODYN реализуется посредством численного решения системы дифференциальных уравнений в частных производных, что представляет собой совокупность законов сохранения энергии, им- пульса и массы, а также дополнительных уравнений и моделей материалов. Численными методами решения данных уравнений в модуле AUTODYN явля- ются метод конечных элементов, метод конечных объемов, метод конечных разностей. Последний метод используется для решения задач в двухмерной постановке. Путем задания модели горной породы определяются взаимосвязи и корреляцион- ные зависимости между основными физико-механическими параметрами моделируе- мого объекта, а также происходит их увязка с основными термодинамическими величи- нами. Моделирование разрушения среды осуществляется на основе решения уравнений состояния, модели прочности (критерия прочности) и модели разрушения, а также мате- матического алгоритма искусственной эрозии конечных элементов. Уравнение состояния представляет собой зависимость между давлением, плот- ностью и удельной энергией материала. Модель прочности (критерий прочности) характеризует сопротивление матери- ала сдвигу/ растяжению. Данное уравнение описывает поведение и предельные состоя- ния материалов при приложении внешних сил. Предельные состояния выражаются через упругие и пластические режимы деформирования, критерием перехода между режимами является, главным образом, предел текучести. Модель разрушения – уравнения, связывающие параметры среды в момент разру- шения с параметрами, обеспечивающими их прочность, что определяет момент начала трещинообразования [3]. Алгоритм искусственной эрозии элементов – с помощью данного алгоритма ре- шается проблема чрезмерного нарушения Лагранжевой сетки: при больших нарушениях сетки, элемент, деформированный сверх определенного предела, удаляется из расчетной области, а действующие на него силы перераспределяются на соседние элементы. Дан- ный алгоритм используется, главным образом, для моделирования процесса хрупкого разрушения [4]. Основной целью проводимого исследования является разработка расчетной мо- дели взрывания скважинных зарядов в массиве горных пород в трехмерной постановке, посредством которой возможно определение зоны нарушенности массива при взрыве, а также характера распределения полей наиболее значимых физических величин. Для достижения целей исследования ставятся следующие задачи: 1. Проверка степени соответствия гидродинамических параметров детонацион- ной волны и продуктов детонации, рассчитанных аналитическим путем, с данными, по- лученными в ходе вычислительного эксперимента. 2. Определение и выбор наиболее подходящего критерия прочности, описываю- щего поведение апатит-нефелиновых руд при динамическом нагружении.
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 121С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Отработка параметров модели Программный продукт ANSYS AUTODYN позволяет моделировать процесс раз- рушения с помощью различных моделей среды: RHT-модель; модель Друкера-Прагера; модель Купера-Саймонда; модель билинейного упрочнения и модель фон Мизеса. Для выбора адекватной модели среды для рассматриваемых условий (апатит-нефелиновые руды) проведены серии вычислительных экспериментов в двухмерной постановке для всех указанных моделей и проведено сравнение с модельными экспериментами на об- разцах горных пород. Первоначально в целях отработки параметров уравнений состояния, критериев прочности и разрушения, а также сокращения расчетного времени промоделирован взрыв заряда ВВ в двухмерной осесимметричной и двумерной постановках. Целью моделирования взрыва в двухмерной осесимметричной постановке явля- ется проверка степени соответствия гидродинамических параметров детонационной волны рассчитанной аналитическим путем, с данными, полученными в ходе вычисли- тельного эксперимента (рис. 1). Рис. 1 – Моделирование детонационной волны в двухмерной осесимметричной постановке Поскольку задача моделирования прохождения детонационного фронта по взрыв- чатому веществу ставится в двухмерной осесимметричной постановке, то геометрия мо- дели представлена в форме прямоугольника с размерами 66×20 мм. Область, занятая взрывчатым веществом, расположена в нижней части прямоугольника, и имеет размеры 3,75 × 20 мм (на рисунке отображена зеленым цветом). Общее количество элементов в расчетной области - 649920. В качестве ВВ выбран ТЭН плотностью 880 кг/м3 . Для определения состояния продуктов детонации принято уравнение Джонса-Уилкинсона-Ли (JWL) со стандарт- ными для данного ВВ коэффициентами. По результатам проведенных вычислительных экспериментов получены зависимости изменения плотности ВВ на фронте волны и дав- ления на фронте детонационной волны, а также определена массовая скорость частиц за фронтом волны и скорость продуктов детонации (рис. 2, 3). Полученные результаты моделирования сравнивались с аналитическими решени- ями. Основные гидродинамические параметры детонационной волны и продуктов де- тонации рассчитывались по формулам: 𝜌 = 4 3 𝜌0, кг/м3 , (1) где ρ – плотность ВВ на фронте детонационной волны, кг/м3 ; ρ0 – начальная плотность ВВ, кг/м3 ; 𝑉м = 𝐷(𝜌−𝜌0) 𝜌 , м/c, (2) где Vм – массовая скорость за фронтом детонационной волны, м/с; D – скорость детона- ции, м/с;
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 122С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е 𝑃 = 2𝑃𝑐𝑗 (1 − 𝑐2 𝐷2 ) + 𝑃0, ГПа, (3) где P – давление на фронте детонационной волны, ГПа; Рcj – давление в точке Жуге, ГПа; с – скорость звука в ВВ, м/с; с = D-Vм ; Р0 – атмосферное давление 101,3 КПа. Рис. 2 – Графики зависимостей плотности и давления от времени на фронте детонационной волны на расстояниях (1) – 10; (2) –10,17 и (3) – 10,68 мм от точки инициирования Рис. 3 – Графики зависимостей массовой скорости и скорости продуктов детонации от времени на расстояниях (1) – 10; (2) – 10,17 и (3) – 10,68 мм от точки инициирования Таблица 1 Основные гидродинамические параметры детонационной волны № дат- чика Данные вычислительного эксперимента Расчетные данные Отклонение, % Среднее значение, % Плотность, г/см3 1 1075 1173 9,1 5,652 1090 1173 7,6 3 1170 1173 0,25 Массовая скорость, м/с 1 1030 937 9,0 11,32 1040 996 4,2 3 1615 1281 20,7 Давление на фронте волны, ГПа 1 4,56 4,45 2,4 6,032 4,70 4,50 4,3 3 5,89 6,54 11,4
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 123С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Средние значения отклонений находятся в пределах 5 – 11 %, что говорит о том, что применяемые параметры адекватно описывают распространение как детонацион- ного фронта, так и продуктов детонации (табл. 1). В целях обоснования критериев прочности и разрушения проведены серии вычис- лительных экспериментов в двухмерной постановке, в которых сравнивалась динамика трещинообразования в моделях, представляющих собой образцы горной породы диско- вой формы, на момент времени 240 и 300 мкс при применении RHT-модели прочности, моделей Друкера-Прагера, Купера-Саймонда, билинейного упрочнения и модели проч- ности фон Мизеса (рис. 5, 6). Все модели прочности относятся к классу упругопластиче- ских и ориентированы на изотропное деформационное упрочнение. Геометрия модели представляет собой диск диаметром 132 мм, имеющий внут- реннее отверстие диаметром 7,5 мм (рис. 4). В качестве взрывчатого вещества использо- ван ТЭН плотностью 880 кг/м3 . В качестве материала горной породы – CONC140MPA с измененными параметрами (σсж, σр, ρ и др). Общее количество элементов модели – 109 440. Образец горной породы моделируется Лагранжевым решателем, взрывчатое ве- щество, продукты детонации и окружающая среда – Эйлеровым. Рис. 4 – Исходная геометрия модели а б в г д Рис. 5 – Результаты трещинообразования на момент времени 240 мкс с применением различных моделей прочности: а – RHT-модель; б – модель Друкера-Прагера; в – модель Купера-Саймонда; г – модель билинейного упрочнения; д – модель фон Мизеса
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 124С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е а б в г д Рис. 6 – Результаты трещинообразования на момент времени 300 мкс с применением различных моделей прочности: а – RHT-модель; б – модель Друкера-Прагера; в – модель Купера-Саймонда; г – модель билинейного упрочнения; д – модель фон Мизеса По результатам проведенных вычислительных экспериментов можно сделать вы- вод о том, что все применяемые при моделировании модели прочности имеют доста- точно высокую степень адекватности полученным на практике результатам. Ввиду отсутствия данных по напряженно-деформированному состоянию образ- цов, а также данных диаграммы динамического деформирования, для адекватного опи- сания процесса разрушения во все модели прочности, кроме RHT, вводился коэффици- ент динамичности, равный 2. В целях отработки подхода к решению задачи взрыва сква- жинных зарядов принято решение: дальнейшее исследование проводить с применением RHT-модели прочности, а также моделей прочности билинейного кинематического упрочнения и фон Мизеса. Постановка задачи взрыва в объеме массива В модели рассматривается взрыв двух смежных скважинных зарядов взрывчатого вещества (ВВ), расположенных в массиве горных пород. Величина ЛНС – 5 м; длина колонкового заряда ВВ – 10 м; диаметр скважин – 250 мм; расстояние между скважинами – 5 м; масса заряда в скважине – 650 кг, величина недозаряда – 5 м; тип ВВ – ANFO. Моделируемый массив представлен горной породой, имеющей предел прочности на од- ноосное сжатие 140 МПа. В качестве модели среды была принята RHT-модель прочно- сти, которая наиболее адекватно отражает процесс разрушения апатит-нефелиновых руд. Геометрия модели представлена в форме прямоугольного параллелепипеда с раз- мерами 15×10×15 м (Д×Ш×В) и размещенными в нем двумя отверстиями диаметром 250 мм и глубиной 15 м (рис. 7). При моделировании необходимо провести операции по привязке материалов к су- ществующей геометрии, построению конечно-элементной сетки, заданию нагрузок, начальных и граничных условий, внести необходимые корректировки в критерии проч- ности и разрушения, осуществить конечную настройку решателей. Массив горных пород моделируется путем привязки Лагранжевого решателя к построенной геометрии, а взрывающееся ВВ, продукты детонации и окружающая среда
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 125С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е – посредством многокомпонентного Эйлерового решателя. Встроенный в программу ал- горитм связывания различных расчетных сеток позволяет реализовывать расчет жидко- стей и газов с твердыми телами, а также их взаимодействие. Рис. 7 – Пример построенной геометрии Расчетная область Лагранжевой части состоит из 300 000 гексаэдрических эле- ментов, Эйлеровой – из ≈ 3 500 000, таким образом, суммарное количество элементов модели составляет ≈ 3 800 000. Высокая дискретизация Эйлеровой расчетной сетки объ- ясняется внутренней организацией расчетного алгоритма, а также рекомендациями раз- работчика программного обеспечения, следуя которым для адекватного расчета гидро- динамических параметров необходимо, чтобы линейные размеры элемента Эйлеровой части были как минимум в два раза меньше линейных размеров элемента Лагранжевой части. При выборе граничных условий принято условие непротекания продуктов дето- нации через границы расчетной области обратно в модель и условие отражения нормаль- ной составляющей волн напряжений по 2-м граням. Рис. 8 – Конечно-элементная модель блока При моделировании взрыва скважинных зарядов в массиве горных пород были получены распределения полей давлений и формирование зоны нарушенности в массиве на любой момент времени. В качестве примера приведено распределение поля давлений в массиве на момент времени 5 мс (рис. 9) и формирование зоны нарушенности массива на момент 2 мс (рис. 10). Рис. 9 – Распределение поля давлений в массиве на момент времени 5 мс
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 126С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Рис. 10 – Формирование зоны возможной нарушенности массива на момент времени 2 мс Выводы В ходе проведения вычислительных экспериментов отработан подход к решению задач взрыва скважинных зарядов в массиве горных пород в трехмерной постановке. Проведена проверка степени соответствия гидродинамических параметров детонацион- ной волны и продуктов детонации расчетным данным. Установлено, что при моделиро- вании взрыва апатит-нефелиновых руд наиболее целесообразно применять RHT-модель прочности, а также модели прочности билинейного кинематического упрочнения и фон Мизеса. В работе показана возможность определения зоны наиболее вероятной нарушен- ности массива при взрыве, а также распределение полей интересующих величин. Полученные результаты позволяют рассмотреть процесс разрушения горной по- роды в процессе взаимодействия зарядов, что дает возможность определить оптималь- ные расстояния между ними по условиям энергонасыщенности массива и необходимой степени дробления. Литература 1. CADprofi [Электронный ресурс] — Режим доступа: URL: http://www.cadprofi.ru/wiki/index.php/ANSYS_AUTODYN 2. ANSYSAutodyn-2Dand 3D, Version 11, UserDocumentation, AnsysInc. - 2007. 3. Биргер И.А. Сопротивление материалов: учеб. пособие / И.А. Биргер.— М.: Наука. Гл. ред. физ.-мат. лит., 1986.— 560 с. 4. Fišerova D. Numerical analyses of buried mine Explosions with emphasis on effect of Soil properties on loading. Defence college of management and Technology. Phd thesis. - Р. 239.
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 127С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е УДК 004.428.4. 004.272.26 DOI: 10.18454/2313-1586.2017.01.127 Корниенко Андрей Викторович кандидат технических наук, научный сотрудник, Горный Институт КНЦ РАН, 184209 г. Апатиты, Мурманская обл., ул. Ферсмана, 24 e-mail: kornienko@goi.kolasc.net.ru ОПЫТ ПРИМЕНЕНИЯ ПАРАЛЛЕЛЬНЫХ ВЫЧИСЛЕНИЙ В АЛГОРИТМАХ СИСТЕМЫ MINEFRAME Kornienko Andrew V. candidate of technical sciences, researcher, The Mining Institute KSC RAS, 184209 Russia, Apatite, Murmansk region, 24 Fersman st. e-mail: kornienko@goi.kolasc.net.ru PARALLEL COMPUTING IN MINEFRAME SYSTEM ALGORITHMS Аннотация: В статье рассмотрены различные способы ор- ганизации параллельных вычислений с использо- ванием вычислительных устройств, входящих в состав современных персональных компьюте- ров, предложен вариант организации и управле- ния параллельными вычислениями, позволяющий увеличить производительность существующих алгоритмов с минимальными трудозатратами. Ключевые слова: параллельные вычисления, си- стема MineFrame Abstract: Different approaches of parallel computing on mod- ern PC’s computational devices are considered. The variant of parallel computing arrangement and management that permits to increase the existing al- gorithms capacity with minimum labor expenditures is proposed. Key words: parallel computing, MineFramesoft- ware. Горно-геологическая информационная система MineFrame [1] предназначена для решения геологических, маркшейдерских и технологических задач горного производ- ства. Решение данных задач сопряжено со значительным объемом вычислений, что со- здает предпосылки для поиска способов ускорения работы алгоритмов с целью повыше- ния производительности труда специалистов горных предприятий. Повышение производительности вычислений достигается за счет алгоритмиче- ской оптимизации, а также за счет применения параллельной обработки данных в слу- чаях, когда это возможно. Оптимизация алгоритма с целью снижения времени, необхо- димого для расчетов, предполагает в основном решение задачи за меньшее количество операций (высокоуровневая оптимизация), а также организацию вычислений с учетом архитектурных особенностей вычислительных платформ (низкоуровневая оптимиза- ция). Параллельные же расчеты целесообразно применять в случаях, когда элементы данных могут быть обработаны независимо друг от друга либо эти зависимости незна- чительны. В противном случае основное время будет тратиться на синхронизацию до- ступа к общим ресурсам с применением того или иного вида блокировок, что в конечном итоге лишь увеличит время расчета. В рамках данной статьи будут рассмотрены вопросы параллельной обработки данных, т. к. алгоритмическая оптимизация, несмотря на наличие общих принципов оп- тимизации, подразумевает в большинстве случаев «индивидуальный» подход к алго- ритму, в то время как параллельные вычисления могут быть применены к целому ряду алгоритмов, в которых отсутствуют зависимости между обрабатываемыми элементами данных. На сегодняшний день в сегменте персональных компьютеров (PC) устройствами, которые аппаратно поддерживают параллельные вычисления, являются центральный процессор (CPU) и графический ускоритель (GPU). Современный CPU является универ- сальным вычислительным устройством, архитектурно состоящим из нескольких физи- ческих (а также, возможно, логических) ядер. Назначением GPU является расчет и вывод
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 128С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е трехмерных графических данных с высокой скоростью, соответственно, данное устрой- ство может быть использовано в ряде задач, схожих алгоритмически с обработкой 3D-графики. В подобных вычислениях GPU значительно превосходит CPU в производи- тельности. В свою очередь CPU за счет своей универсальности предоставляет более ши- рокие возможности для распараллеливания вычислений, в том числе и в сложных мно- говариантных алгоритмах, в которых использование GPU в большинстве случаев явля- ется нецелесообразным в силу весьма ограниченного функционала графических ускори- телей. Для использования возможностей GPU и CPU как многопоточных вычислитель- ных устройств реализован набор программных интерфейсов, таких, например, как биб- лиотеки OpenMP [2], OmniThreadLibrary [3], CUDA [4] и OpenCL [5]. Библиотеки OpenMP и OmniThreadLibrary предназначены для упрощения разработки программ на C++, Fortran и Delphi, использующих многопоточность на CPU. При применении CPU также имеется возможность использования соответствующего функционала операцион- ной системы, предназначенного для запуска и выполнения параллельных потоков. Тех- нология CUDA предоставляет возможность использования графических ускорителей NVidia в качестве вычислительных устройств для решения прикладных задач. Крос- сплатформенная библиотека OpenCL позволяет использовать как CPU, так и GPU раз- личных производителей совместно в рамках одного PC. При этом вычислительные устройства программно представляются как устройства с архитектурой, аналогичной GPU. Следует отметить, что в системе MineFrame реализован целый ряд вычислитель- ных алгоритмов, обрабатывающих значительные объемы данных. В каждом таком алго- ритме уже реализованы решения для их оптимизации, включающие в себя, например, фильтрацию данных по различным критериям с последующим использованием получив- шихся выборок в дальнейших расчетах, оптимизацию поиска и т. д. Следовательно, при применении технологий параллельных вычислений к таким алгоритмам целесообразно сохранить все преимущества реализованных оптимизационных решений. Это позволяет сформулировать требования к перечисленным выше библиотекам, как к программному обеспечению (ПО) для организации параллельных вычислений в алгоритмах системы MineFrame: 1. Минимальные трудозатраты при многопоточной реализации алгоритма на базе уже реализованного и оптимизированного однопоточного варианта. 2. Сохранение общей структуры однопоточного алгоритма без изменений. 3. Максимально возможная производительность при соблюдении первых двух требований. Рассмотрим более подробно возможности применения ПО для параллельных вы- числений с учетом сформулированных требований. Библиотеки OpenMP и OmniThreadLibrary довольно полно отвечают требованиям 1 и 2, но в связи с многовари- антным расчетом элемента данных возникает необходимость в динамическом распреде- лении нагрузки между потоками во время выполнения. Отмеченные библиотеки имеют сравнительно простой вариант распределения нагрузки, не учитывающий в полной мере возможность многовариантной реализации, что делает их в большей степени ориентиро- ванными на распараллеливание на уровне задач, а не данных. В свою очередь CUDA и OpenCL предназначены для распараллеливания на уровне данных, и имеют соответству- ющие аппаратные реализации распределения нагрузки, но для их применения необхо- димо частично или полностью модифицировать структуру алгоритмов, что приводит к существенному увеличению трудозатрат. При этом выигрыш в производительности мо- жет оказаться незначительным. Таким образом, для выполнения перечисленных выше требований параллельные вычисления целесообразно организовать на базе CPU с реализацией эффективного рас- пределения нагрузки между потоками и ограничения или исключения доступа к общим
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 129С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е ресурсам из каждого потока. Следует отметить, что наиболее часто используемым раз- деляемым ресурсом, как правило, является память, выделение/освобождение которой осуществляется через менеджер памяти. При этом практически любая потокобезопасная реализация такого менеджера подразумевает наличие межпоточной блокировки как при выделении, так и при освобождении блоков памяти. Следовательно, для достижения мак- симальной производительности необходимо сводить к минимуму обращения к мене- джеру памяти из параллельно работающих потоков. С другой стороны, такой метод оп- тимизации, как фильтрация данных, подразумевает формирование вспомогательных ди- намических массивов, что неизбежно приводит к выделению/освобождению блоков па- мяти неизвестного заранее размера. Выходом в данном случае может являться повторное использование памяти в каждом потоке, а для случаев динамических массивов или спис- ков – только выделение памяти без ее освобождения до конца расчета (очистка списка в потоке подразумевает в данном случае лишь сброс счетчика элементов без освобожде- ния занимаемой памяти). С целью выполнения перечисленных выше требований было разработано два про- граммных механизма на базе WindowsAPI, предназначенных для организации парал- лельных вычислений поверх существующих однопоточных реализаций алгоритмов. При использовании каждого из этих механизмов подразумевается применение оптимальных методов работы с менеджером памяти. В соответствии с первым механизмом каждый элемент данных обрабатывался в отдельном потоке, по завершению расчета ресурсы потока освобождались, и для обра- ботки следующего элемента создавался новый поток. Количество одновременно работа- ющих потоков определялось количеством ядер CPU. Схема работы данного механизма представлена на рис. 1. Преимуществом данного метода организации вычислений явля- лась простота реализации и автоматическое распределение нагрузки, т. к. один поток об- рабатывал не группу элементов данных (в результате чего потоки могли завершаться че- рез разные промежутки времени, что привело бы к снижению производительности), а всего один элемент. Еще одним преимуществом данного метода является простота обра- ботки элементов данных, организованных в различные структуры (деревья, динамиче- ские массивы различной размерности), т. к. основной цикл обхода элементов абсолютно идентичен однопоточному варианту. Как следствие –отсутствие необходимости во вспо- могательном массиве для промежуточного хранения ссылок на обрабатываемые эле- менты. Рис. 1 – Организация параллельных вычислений с динамическим созданием потоков
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 130С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е В результате внедрения данного механизма в ряде алгоритмов удавалось сокра- тить время расчета в N раз, где N – количество физических ядер процессора. Но по ре- зультатам практического применения проявился и недостаток данного метода: в слу- чаях, когда время обработки элемента данных незначительно, использовать все ядра CPU не представляется возможным, производительность при этом существенно падает. Свя- зано это с особенностью организации работы потоков, на каждый из которых выделяется определенный квант времени в операционной системе. В случае, когда вычисления в по- токе завершаются раньше этого времени, возникает простой, и при передаче управления главному потоку-диспетчеру последний создаст новый поток для обработки следующего элемента данных, даже если загружены не все ядра CPU. В таком случае значительная часть времени работы будет отведена созданию/удалению потоков и простоям, что на практике увеличивало время расчета даже по сравнению с однопоточным вариантом. В связи с тем, что изложенный выше механизм не является универсальным и не обеспечивает увеличения производительности при любых реализациях обработки эле- ментов данных, был разработан механизм, схожий со схемой организации вычислений в OpenCL и CUDA, позволяющий при этом использовать все функциональные возможно- сти CPU. Схема работы данного механизма представлена на рис. 2. Рис. 2 – Организация параллельных вычислений с формированием диапазонов данных Суть работы механизма в следующем: данные передаются на обработку в виде вспомогательного массива ссылок на элементы данных, и в пределах этого массива опре- деляются диапазоны индексов элементов, обрабатываемых в конкретном потоке. Коли- чество работающих одновременно потоков соответствует количеству ядер CPU, и все они запускаются с учетом сформированных диапазонов данных, т. е. каждый поток об- рабатывает часть элементов, являющихся подмножеством исходного массива. В данной схеме сведено к минимуму создание/удаление потоков, но присутствует вспомогатель- ный массив ссылок на обрабатываемые элементы. К тому же в данном случае лишь ча- стично реализуется распределение нагрузки, которое может оказаться неоптимальным при формировании исходных диапазонов данных. Для достижения максимальной производительности был реализован функционал для динамического распределения нагрузки между потоками, схема которого приведена на рис. 3. Суть распределения заключается в следующем: в случае, если один из потоков обработал свой блок данных раньше других, оставшиеся потоки завершают работу, об- работав предварительно элемент в текущей итерации. В результате при передаче управ- ления главному потоку последний будет обладать информацией о том, какие диапазоны
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 131С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е данных не были обработаны, и сформирует на их основе новые диапазоны в соответ- ствии с изначальным количеством потоков. Далее потоки снова запускаются с новыми диапазонами данных, а сам цикл продолжается до тех пор, пока не будут обработаны все элементы. Рис. 3 – Динамическое распределение нагрузки между потоками Практическое применение данного механизма показало стабильный прирост про- изводительности вне зависимости от реализации обработки элементов данных (время расчета сокращалось в N раз, где N – количество физических ядер процессора). Таким образом, предложен и апробирован простой в реализации и применении метод повышения производительности прикладных алгоритмов, допускающих парал- лельную обработку данных, с минимальными трудозатратами. Дальнейшее развитие предложенного механизма может заключаться в разработке и реализации интерфейса для управления обходом элементов, организованных в произ- вольные структуры данных, что позволит исключить вспомогательный массив ссылок на обрабатываемые элементы. Литература 1. Наговицын О.В. Автоматизированные инструменты инженерного обеспечения горных работ в системе MINEFRAME / О.В. Наговицын, С.В. Лукичёв // ГИАБ. – 2013. – № 7. – С. 184 - 192. 2. Официальный сайт разработчиков OpenMP [Электронный ресурс] - Режим до- ступа: http://openmp.org 3. Официальный сайт разработчиков OmniThreadLibrary [Электронный ресурс] – Режим доступа: http://omnithreadlibrary.com 4. Официальный сайт NVidia [Электронный ресурс] – Режим доступа: http://www.nvidia.ru/object/cuda-parallel-computing-ru.html 5. Официальный сайт разработчиков стандарта OpenCL [Электронный ресурс] – Режим доступа: https://www.khronos.org/opencl
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 132С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е УДК 622.831.232.001.57 DOI: 10.18454/2313-1586.2017.01.132 Дмитриев Сергей Владимирович аспирант, Горный институт КНЦ РАН, 184209 г. Апатиты, Мурманская обл., ул. Ферсмана, 24 e-mail: dsvoficialmail@mail.ru МОДЕЛИРОВАНИЕ НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОГО СОСТОЯНИЯ МАССИВОВ ГОРНЫХ ПОРОД С УЧЕТОМ НЕОДНОРОДНОСТЕЙ Dmitriev Sergey V. post-graduate student, The Mining Institute of KSC RAS, 184209, Apatite, Murmansk region, 24 Fersman st.. е-mail: dsvoficialmail@mail.ru; SIMULATION THE STRESSED-DEFORMED ROCK MASSES STATE TAKING INTO ACCOUNT THE HETEROGENEITIES Аннотация: Описано расширение метода конечных элемен- тов контактным элементом на границах двух сред для учета сдвиговой составляющей при расчете напряженно-деформированного состо- яния массива горных пород в рамках программ- ного комплекса Sigma GT. Ключевые слова: напряженно-деформированное состояние, модель, метод конечных элементов, контактный элемент, неоднородность Abstract: The expansion of the finite element method by the contact element on the borders of the two zones for consideration the displacement component in cal- culation rock mass stressed-deformed state in the framework of Sigma GT software is adduced. Key words: stressed-deformed state, model, finite el- ement method, contact element, heterogeneity Своевременное прогнозирование формирования зон концентрации напряжений позволяет повысить эффективность и безопасность ведения горных работ при разработке опасных по горным ударам месторождений. Моделирование напряженно-деформиро- ванного состояния (НДС) массива горных пород позволяет еще на этапе проектирования оптимизировать конструктивные параметры систем разработки и порядок ведения горных работ. На прочностные свойства горных массивов оказывают влияние не только состав- ляющие их типы пород, но и разного рода разрывы сплошности. Исходя из этого, оценка влияния трещиноватости массива горных пород является одной из основных задач мо- делирования в геомеханике. Изучение состояния скальных массивов возможно в двух вариантах – экспери- ментальном и теоретическом (аналитические и численные методы). Экспериментальные исследования основаны на натурном изучении и лабораторных испытаниях горных по- род, теоретические – используют общие физические принципы процессов деформирова- ния и разрушения. Оптимальным является комплексный подход. Экспериментальные исследования обладают большей точностью, но носят дис- кретный характер и не позволяют проводить прогноз динамики НДС при ведении горных работ. По мере проведения горных выработок происходят отклонения от эксперимен- тальных условий, что приводит к снижению достоверности результатов. Численные методы позволяют построить модель напряженно-деформированного состояния горного массива и выбрать рациональный порядок ведения работ на стадии долгосрочного и перспективного планирования. Адекватность разрабатываемой модели может быть определена сравнением полученных при моделировании результатов и  Исследования выполнены в рамках гранта по приоритетному направлению деятельности РНФ «Прове- дение фундаментальных научных исследований и поисковых научных исследований отдельными науч- ными группами» № 14-17-00751
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 133С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е натурных экспериментальных данных. При этом одним из основных критериев адекват- ности является учет параметров неоднородности и трещиноватости массива. Поведение трещиноватой массы породы под нагрузкой зависит не только от типа и величины прикладываемых нагрузок и сжатия, но и от детальных свойств компонент- ных трещин – жесткости и прочности, от текстуры системы трещин в целом – ширины трещин, ориентации, устойчивости и т. д. Основными параметрами трещин являются следующие:  Kn – жесткость перпендикулярно трещине, зависящая от отношения площади контакта между двумя стенками трещины, от амплитуды, распределения пролета в перпендикуляре и от характеристик заполняющих материалов, если они имеются;  Ks – тангенциальная жесткость, зависящая от шероховатости стенок трещин, определяемой распределением, амплитудой и углом наклона неровностей, от распределения и амплитуды тангенциального проема и от характеристик заполняющих материалов, если они имеются;  S – прочность трещины на сдвиг, зависящая от трения вдоль трещины, от сцепления, благодаря взаимной блокировке, и от прочности заполняющего материала, если он имеется. Метод конечных элементов при решении геомеханических задач Программный комплекс Sigma GT, разработанный в Горном институте Кольского научного центра Российской академии наук в лаборатории геомеханики, обладает  пользовательским интерфейсом для создания как глобальных, так и локальных трехмерных моделей, редактирования координат и параметров их отдельных элементов;  расчетным модулем напряженно-деформированного состояния моделей;  возможностью отображения результатов моделирования в рамках самого комплекса и интеграцией со сторонними системами визуализации. В основе расчетного модуля комплекса лежит численный метод решения задач теории упругости для неоднородных сред – метод конечных элементов (МКЭ). При решении задач горного дела важным преимуществом МКЭ является возможность учета сложной геометрии выемки, конструктивных особенностей крепи и структурных неоднородностей массива горных пород. Метод позволяет осуществить постановку серии последовательных расчетов с целью моделирования истории нагружения горного массива и процесса горнопроходческих работ. Еще одним важным фактором является достижимость требуемой точности в определении деформаций и напряжений в рассматриваемых точках расчетной области [2]. Метод конечных элементов, в отличие от формулировки и решения задачи теории упругости в дифференциальной форме, базируется на принципах математического аппа- рата, называемого вариационным исчислением. При этом для задач механики твердого деформированного тела используется фундаментальный принцип сохранения механиче- ской энергии:     WK=F , (1) где {F} – вектор внешних сил, {W} – вектор перемещений узлов, [K] – матрица жесткости системы размерностью n=Nт*Nс, причем Nт – количество узловых точек, Nс – количество степеней свободы. Именно посредством разбивки (или дискретизации) области на элементы, по своей сути составляющей часть решения задачи, которая заменяет собой аппарат инте- грально-дифференциального исчисления, необходимый при рассмотрении континуумов, представляется возможным решение методом конечных элементов сложных дифферен- циальных уравнений. Фактически МКЭ позволяет решать дифференциальные уравне- ния, заменяя их системой линейных алгебраических уравнений, что облегчает нахожде- ние решения и, кроме этого, позволяет решать задачи практически любой сложности.
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 134С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Применение метода конечных элементов для решения практических задач пред- полагает создание модели объекта, его дискретизацию (разбивку или расчленение на эле- менты), решение больших систем уравнений, подготовку исходных данных, интерпрета- цию результатов моделирования и их наглядное представление [3]. Моделирование нарушений при использовании метода конечных элементов При использовании метода конечных элементов возможны три основных способа представления трещиноватых массивов: 1. Трещины моделируются в виде контактов с помощью контактного элемента. 2. Трещиноватый массив заменяется сплошной эквивалентной средой и моделируется многослойной моделью. 3. Отдельные трещины представляются слоем обычных 4-х узловых конечных элементов (при двумерном моделировании) или 8-ми узловых (при трехмерном). Предполагается, что слой, содержащий трещину, включает в себя также и ослабленную зону оперения данной трещины, то есть параметры слоя элементов должны учитывать как свойства непосредственно заполнителя трещины, так и свойства блоков ненарушенной породы. Учесть и те, и другие параметры можно путем усреднения характеристик в пределах слоя элементов [4]. Применение численных методов при решении задачи о напряженно- деформированном состоянии, прочности и устойчивости трещиноватых скальных массивов требует использования специальных контактных элементов, позволяющих моделировать нарушения сплошности [1]. В настоящее время в программном комплексе Sigma GT возможно моделирование неоднородностей заполнением замещающим материалом (рис. 1), без учета смещений поверхностей контакта трещины. Рис. 1 – Разломная структура в борту Ковдорского карьера Дальнейшей задачей является учет сдвиговой составляющей путем использова- ния контакт-элементов на границе разномодульных сред. Наиболее широкое распространение в рамках метода конечных элементов получил контактный элемент Гудмана (рис. 2), позволяющий с достаточной для инженерных целей степенью точности моделировать трещины с гладкой поверхностью контакта [1].
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 135С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Рис. 2 – Плоский контакт-элемент трещины, ширина равна нулю, система локальных координат Определяющие уравнения такого элемента связывают напряжения и относительные смещения контактных поверхностей на основе аппроксимации экспериментальных данных:  Y1, X1 – локальные координаты;  U – нормальные относительные смещения в узловой точке;  V – касательные относительные смещения в узловой точке;  Ws – тангенциальная деформация;  Wn – нормальная деформация. W – вектор относительного смещения, выраженный через Ws и Wn:           низверх низверх nn SS WW WW Напряжения в центре контакт-элемента Гудмана выражены через ;             v u K= σ τ n          0 0 )( n s k k K , где  – касательное напряжение в контакт-элементе; n – нормальное напряжение в контакт-элементе; (К) – диагональная матрица свойств материала, выражающая жесткость трещины на единицу длины в перпендикулярном и тангенциальном направлениях; dU – нормальные относительные смещения в узловой точке; dV – касательные относительные смещения в узловой точке. Контактный элемент Гудмана характеризуется следующими свойствами: 1. Толщина линейного шва имеет нулевое или близкое к нулевому значение. 2. Сопротивление нормальному растяжению элемента близко к нулю. 3. Элемент обладает высоким сопротивлением нормальному сжатию, но имеет возможность при этом деформироваться за счет заполнителя трещины или неровностей стенок, разрушающихся или сглаживающихся при сжатии [1]. На рис. 1 видно, что вблизи разломной структуры наблюдается искривление ко- нечно-элементной сетки. Поскольку контактный элемент вводится на участках контакта двух разнородных контактирующих поверхностей, он объединяет их в одну систему с помощью слоя нулевой толщины, позволяя тем самым не полностью совпадать узлам соседних элементов. )(W . (2) (3) (4)
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 136С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Несмотря на свои преимущества, применение контактных элементов имеет неко- торые ограничения. Их использование рационально в случае моделирования немного- численных основных нарушений сплошности скального массива, таких как разломы или крупные сдвиговые трещины [2]. С внедрением контактного элемента на границе оче- редной разломной структуры размерность конечно-элементной сетки будет увеличи- ваться минимум на два блока в каждом из направлений. На рис. 3 изображено блочное представление разломной структуры, имеющее ступенчатый вид. В данном случае при внедрении контактного элемента на границе двух сред у каждого блока размерность всей модели может вырасти на 40, 83 и 39 слоев в направлениях X, Y и Z, соответственно. Рис. 3 – Разломная структура в породах Кукисвумчоррского месторождения Для минимального увеличения размерности предлагается формирование сеток конечных элементов с учетом направления структурных неоднородностей (рис. 4). Тогда размерность модели возрастет в меньшей степени. Максимальное увеличение всей ко- нечно-элементной сетки может составить 2, 2 и 2 слоя в направлениях X, Y и Z, соответ- ственно. Рис. 4 – Сетка конечных элементов в окрестности разломной структуры Заключение Для большей адекватности модели фактическому напряженно- деформированному состоянию геологической среды с неоднородностями требуется учет не только свойств композитного материала, но и нарушений его сплошности. Для изучения влияния неоднородностей массива и особенностей сдвига на границе сред на его геомеханическое состояние предлагается применение расширения метода конечных элементов контакт-элементами Гудмана. Предложен вариант формирования сетки конечных элементов для минимального увеличения размерности модели при учете неоднородных структур.
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 137С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Литература 1. Конюхов Д.С. Изучение механических свойств крупных трещин методом математического моделирования: дис. ... канд. техн. наук / Д.С. Конюхов. - М., 2000. - 171 с. 2. Ламонина Е.В. Численное моделирование трещиноватых скальных массивов: автореф. дис. ... канд. техн. наук / Е.В. Ламонина. - М., 2006. – 24 с. 3. Семенова И.Э. Исследование закономерностей обрушений подработанных пород в скальных тектонически напряженных массивах (на примере апатитовых рудников Хибин): дис. ... канд. техн. наук. – Апатиты, 2006. – 177 с. 4. Юфин С.А. Анализ напряженно-деформированного состояния трещиноватых скальных пород с использованием численных методов / С.А. Юфин, Е.В. Ламонина // ГИАБ . - 2008. - № 10.
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 138С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е УДК 622.41.519.001.57 DOI: 10.18454/2313-1586.2017.01.138 Семин Михаил Александрович инженер отдела аэрологии и теплофизики, Горный институт УрО РАН, 614007 г . Пермь, ул. Сибирская, 78А e-mail: mishkasemin@gmail.com Левин Лев Юрьевич доктор технических наук, заведующий отделом аэрологии и теплофизики, Горный институт УрО РАН e-mail: aerolog_lev@mail.ru РАЗРАБОТКА МЕТОДИКИ МОДЕЛИРОВАНИЯ АЭРОЛОГИЧЕСКИХ ПРОЦЕССОВ В РУДНИЧНЫХ ВЕНТИЛЯЦИОННЫХ СЕТЯХ ПРИ РЕВЕРСИРОВАНИИ ГЛАВНЫХ ВЕНТИЛЯТОРНЫХ УСТАНОВОК Semin Mike A. engineer of aerology and thermal physics department, Mining Institute UB RAS, 614007 Perm, 78-A Sibirskaya st.. е-mail:mishkasemin@gmail.com Levin Lev Yu. Doctor of technical sciences, the head of aerology and thermal physics department, Mining Institute UB RAS. е-mail: aerolog_lev@mail.ru WORKING OUT AERODYNAMIC PROCESSES MODELING METHODS IN MINE VENTILATION NETWORKS BY MAIN FAN INSTALLATIONS REVERSAL Аннотация: В данной работе представлен анализ результатов экспериментального исследования воздухораспре- деления в реверсивном режиме проветривания на калийных рудниках Верхнекамского месторожде- ния. Проведена классификация факторов, влияю- щих на воздухораспределение при реверсировании главного вентилятора. Выделены объективные факторы, связанные с аэродинамикой или термо- динамикой воздушных потоков и поддающиеся научному анализу, и субъективные факторы, ко- торые имеют причины технологического рода, связанные с неисправностями в работе рудника. Для исследования объективных факторов получена аналитическая формула, позволяющая определять величину местных аэродинамических сопротивле- ний между входящими и исходящими из сопряже- ний горными выработками произвольного вида, по- строен метод численного расчета воздухораспре- деления в вентиляционных сетях при реверсирова- нии главного вентилятора. Для минимизации субъ- ективных факторов сформулированы общие орга- низационно-технические мероприятия по обеспе- чению нормативно-допустимых величин утечек воздуха при реверсировании ГВУ. Ключевые слова: реверсирование, главная вентиля- ционная установка, рудничная вентиляция, мате- матическое моделирование, местные аэродинами- ческие сопротивления, организационно-техниче- ские мероприятия Abstract: In this paper the analysis of air distribution experi- mental investigation by main fan reversal is presented. Air flow and pressure measurements are accomplished in Verkhnekamsky field potash mines. Classification of factors influencing on air distribution is proposed. Basic objective factors, connected with aero-dynamics and thermo-dynamics of air flows that are appropriate for scientific analysis, as well as subjective factors, connected with failures in mine ventilation structures functioning are marked out.. The analytical formula, which allows determination of shock losses in mine air- ways junction is obtained for objective factors investi- gation Subjective factors investigation and minimiza- tion general organizational and technical measures on providing regulatory permissible values of air leakage in case of main fan reversal are formulated. Key words: reversal ventilation mode, main fan, mine ventilation, mathematical modeling, shock losses, or- ganizational and technical measures Введение «Правила безопасности при ведении горных работ…» предъявляют ряд требова- ний к системе вентиляции рудничной атмосферы при реверсировании главной вентиля- торной установки (ГВУ). Соблюдение данных требований необходимо для обеспечения безопасного вывода людей из рудника при ликвидации пожаров, задымлений и прочих аварий. В частности, накладываются ограничения на минимальную величину расходов
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 139С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е воздуха в горных выработках главных направлений, которая должна составлять не менее 60 % от расхода воздуха в нормальном режиме проветривания. Поэтому на этапах про- ектирования и реконструкции рудников встает вопрос о прогнозировании воздухорас- пределения в реверсивном режиме проветривания. Наиболее существенным фактором, влияющим на воздухораспределение при из- менении режима работы ГВУ, являются местные сопротивления. По оценкам [1 – 4], от- носительный вклад местных сопротивлений в общее сопротивление вентиляционной сети калийных рудников составляет 15 – 25 % и увеличивается при относительном уве- личении площадей поперечного сечения горных выработок. Местные сопротивления, в отличие от сопротивлений трения линейных участков горных выработок, являются несимметричными относительно смены направления потока [3, 4]. В результате реальное воздухораспределение, получаемое на рудниках при изменении режима работы ГВУ, мо- жет существенно отличаться от теоретического воздухораспределения с учетом только линейной части сопротивления. В настоящее время в литературе существует ряд методов расчета местных аэро- динамических сопротивлений [5 – 7]. Однако их интеграция в сетевые методы расчета воздухораспределения вентиляционных сетей произвольного вида осложнена или вовсе невозможна. В ряде случаев методы позволяют точно рассчитывать перепады давлений для частных случаев сопряжений трех горных выработок под прямым углом [5, 6], в ряде случаев не учитываются важные физические процессы [4]. В существующих в литературе исследованиях также не проводится оценок влия- ния факторов, связанных с технологическими нарушениями вентиляции рудников при изменении режима работы ГВУ, нет и комплексных методик по ликвидации влияния данных факторов. Как показывает практика, такие факторы, как изменение утечек воз- духа вследствие открытия вентиляционных дверей или ляд, могут оказать существенное влияние на изменение расходов воздуха в вентиляционной сети после реверсирования ГВУ. Для выявления данных факторов и оценки степени их влияния на предваритель- ном этапе исследования проведены экспериментальные измерения расходов и давлений воздуха на калийных рудниках Верхнекамского месторождения в условиях перехода с нормального на реверсивный режим работы ГВУ [8]. Данные исследования показали, что местные аэродинамические сопротивления различных участков вентиляционной сети зависят от широкого спектра факторов, которые можно разделить на три группы: объективные измеримые, субъективные измеримые и неизмеримые. Объективными счи- таются факторы, которые имеют причины, связанные с аэродинамикой или термодина- микой воздушных потоков, и поддаются научному анализу. Субъективными считаются факторы, которые имеют причины технологического рода, связанные с неисправностями в работе рудника. Относительный вклад каждой из указанных групп факторов в общем случае индивидуален для каждого рудника (рис. 1). Первая группа факторов является предметом физического анализа. Ее доля оказа- лась наиболее существенной в общем изменении расходов воздуха. Вторая группа фак- торов не является объектом физического анализа, однако ее регулирование и минимиза- ция ее влияния могут и должны осуществляться в нормативных документах по органи- зации и проведении процедуры реверсирования ГВУ. Полученные экспериментальные факты являются основанием для разработки теоретических моделей для анализа физиче- ских процессов, влияющих на воздухораспределение при реверсировании ГВУ. Комплексная методика математического прогнозирования воздухораспределения в рудничных вентиляционных сетях при реверсировании ГВУ должна включать в себя как исследование объективных факторов посредством инструментов математического анализа, так и рекомендации по минимизации субъективных факторов.
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 140С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Рис. 1 – Факторы, влияющие на воздухораспределение при реверсировании ГВУ Поэтому целью данного исследования стала разработка методики прогнозирова- ния воздухораспределения в рудничных вентиляционных сетях произвольной топологии при реверсировании главной вентиляторной установки, учитывающей влияние местных аэродинамических сопротивлений и включающей набор организационно-технических мероприятий по минимизации влияния субъективных факторов. Исследование объективных факторов При теоретическом анализе местных аэродинамических сопротивлений сопряже- ний горных выработок принимались следующие существенные физические процессы: – расширение/сжатие потока; – поворот потока; – смешивание потоков, входящих в сопряжение; – трение вследствие шероховатости стенок. Учет представленных физических процессов осуществлялся в данной работе теорети- чески на базе идеализированной модели сопряжения горных выработок, характеризуе- мой следующими геометрическими и физическими параметрами: – периметрами iP сечений горных выработок, м; – площадями поперечного сечения iS горных выработок, м2 ; – углами поворота ij между любыми двумя выработками № i и № j, входящими в сопряжения, рад; – коэффициентами аэродинамического сопротивления i горных выработок, кг/м3 ; – объемными расходами iQ в горных выработках, граничащих с сопряжением, с типовыми геометрическими характеристиками, м3 /с (рис. 2). Факторы, влияющие на воздухораспределение при реверсировании ГВУ Измеримые НеизмеримыеОбъективные Субъективные Местные сопротивления - комплекса ГВУ, - направлений, - сопряжений со стволами. Естественная тяга 50 % Утечки через - ляды ГВУ, - надшахтное здание, - сбойки между штреками главных направлений. 40 % Погрешность - измерительной аппара- туры, - вследствие кратковремен- ности процедуры реверса 10 % Доля данных групп факторов
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 141С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Рис. 2 – Геометрическая модель сопряжения горных выработок для случая N = 5 выработок В работе построена математическая модель течения через сопряжение горных вы- работок произвольного вида, учитывающая совместное действие упомянутых выше су- щественных физических процессов. Получена следующая аналитическая формула для определения местного аэродинамического сопротивления (депрессия, выраженная в пас- калях) в узле между произвольными ветвями № i и № j, граничащими с сопряжением:     2(in) (out)(in) (out) (in)2 (in)2(in) (out) 2 2 s js ij j j s i ss j j s V VQ H Q V VQ Q                      (in) (out) (in) (in) (in) (in) (out) (in) 2 2 sin / 2 s j j i s s i s j j s sj s Q V V S Q V V Q                (1) Здесь  = 0,95+280 – коэффициент шероховатости; )out()out( /02,01/(05,1 jj QQω  – коэффициент устойчивости; (in) sQ — расход воздуха, притекающий в сопряжение по ветви № s, м3 /с; (out) jQ — расход воздуха, вытекающий из сопряжения по ветви № j, м3 /с; (in) sV — скорость воздуха струи, притекающей в сопряже- ние по ветви № s, м/с; (out) jV — скорость воздуха струи, вытекающей из сопряжения по ветви № j, м3 /с; Q — суммарный расход воздуха, протекающий через сопряжение, м3 /с; sj — угол поворота потока между втекающей струей из ветви № s и вытекающей струей № j;  — плотность воздуха, кг/м3 . В работе проведен сравнительный анализ полученной формулы (1) с существую- щими в литературе зависимостями для определения местных аэродинамических сопро- Q1 Q2 Q5 Q4 Q3 δ35 .
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 142С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е тивлений для единичных сопряжений горных выработок. На рис. 2 представлено срав- нение для задачи о течении воздуха в сопряжении трех горных выработок под прямым углом. Графический анализ, представленный на рис. 2б, выполнен в безразмерных осях: относительный расход воздуха в боковом ответвлении — коэффициент местного сопро- тивления, определяемый по формуле 2 3 / 2 p V     . (2) а) б) Рис. 3 – Сравнительная характеристика различных методов моделирования потери давления при слиянии потоков, направление 2 – 3 На основании проведенного сравнительного анализа с существующими моделями определения местных аэродинамических сопротивлений сделан вывод о том, что пред- ложенная формула (1) имеет соответствие с моделями А.А. Харева [6], Н.Н. Мохирева [5], С.Р. Левина [9], а также с результатами натурных экспериментов, выполненных в работе Л.М. Веденеевой [10] для сопряжений трех выработок в калийных рудниках. Формула (1) использована для численного решения задачи воздухораспределения в вентиляционных сетях рудников и интегрирована в метод контурных расходов [4, 11]. Численный алгоритм реализован в виде программного модуля в «Аналитической про- грамме «АэроСеть», разрабатываемой в Горном институте УрО РАН. Исследование субъективных факторов Экспериментальные исследования изменения воздухораспределения в калийных рудниках при реверсировании ГВУ и сопоставление их результатов с результатами тео- ретического моделирования позволили выделить ряд причин, из-за которых усиливается влияние субъективных факторов на изменение сопротивления рудника: 1. Отсутствие/неисправность датчиков открытия ляд в канале ГВУ. 2. Плохая герметизация ляд канала ГВУ и вентиляционных окон в канале ГВУ. 3. Несимметричность аэродинамического сопротивления перемычек в вентиля- ционных сбойках при смене направления потока. 4. Изменение рабочих параметров вентиляционных дверей при смене направле- ния потока, вызванное изменением градиента давления. На основании выделенных причин предлагаются следующие универсальные ме- роприятия по обеспечению нормативно-допустимых величин утечек в реверсивном ре- жиме работы ГВУ: Q1 Q2 Q3
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 143С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е 1. Установка и систематический контроль состояния датчиков открытия/закрытия ляд в канале ГВУ. Запрет на реверсирование ГВУ до момента срабатывания датчиков открытия реверсивных ляд. 2. Герметизация ляд канала ГВУ. Для достижения плотного прилегания ляд к стенкам канала рекомендуется использовать резиновые прокладки и самоуплотняющи- еся ляды со скосом кромки под углом, меньшим 90°. Также рекомендуется проводить контроль коррозии металлических частей конструкции ляд. 3. Датчики давления, устанавливаемые в канале ГВУ на входе и выходе из венти- лятора, должны периодически очищаться от соляной пыли, оседающей и налипающей на трубки Пито-Прандтля, а поправочные коэффициенты — периодически калибро- ваться. Поправочные коэффициенты для реверсивного режима проветривания в общем случае отличаются от коэффициентов для нормального режима проветривания и должны калиброваться отдельно. 4. Строительство двойных перемычек с дверями, открывающимися в противопо- ложные стороны. Наличие четного количества перемычек обеспечивает наилучшую симметрию аэродинамического сопротивления сбойки при реверсировании воздушной струи. 5. Конструкция дверных перемычек должна представлять собой два ряда досок с прокладкой между ними слоя толя или конвейерной ленты. Для достижения плотного прилегания двери к раме необходимо использовать резиновые прокладки. 6. При установке автоматических вентиляционных дверей (АВД) следует прове- рять изменение их аэродинамического сопротивления при реверсировании воздушного потока. Данная проверка необходима по причине наличия люфта в подшипниках жалю- зийных створок АВД. 7. При проведении плановых процедур по реверсированию ГВУ требуется опре- делять фактические значения утечек воздуха через надшахтное здание, ляды ГВУ и ин- тегральную величину утечек по каждому из главных направлений рудника в реверсив- ном режиме проветривания. Полученные данные необходимо использовать при расчете воздухораспределения. Сформулированные мероприятия позволят снизить нежелательные утечки через надшахтное здание, ляды ГВУ, вентиляционные сбойки главных направлений до норма- тивно допустимых значений. В результате количество утечек в реверсивном режиме про- ветривания не должно отличаться от количества утечек в нормальном режиме проветри- вания. Литература 1. Алыменко Н.И. О выборе рациональных аэродинамических параметров венти- ляционных каналов главной вентиляторной установки / Н.И. Алыменко // Физико- технические проблемы разработки полезных ископаемых. — 2011. — № 6. — С. 93 — 102. 2. Газизуллин Р.Р. Влияние местных сопротивлений на воздухораспределение в рудниках при реверсивном режиме работы главной вентиляторной установки / Р.Р. Га- зизуллин, Л.Ю. Левин, А.В. Зайцев // Горный информационно-аналитический бюллетень. – 2012. - № 5. — С. 227 — 230. 3. Казаков Б.П. Структурно-классификационный анализ рудничных вентиляци- онных сетей по типам протекающих в них аэрологических процессов / Б.П. Казаков // Сборник докладов ежегодной научной сессии Горного института УрО РАН. — 2009. — С. 192 — 194. 4. Левин Л.Ю. Численное моделирование изменения воздухораспределения в рудничных вентиляционных сетях при реверсировании главной вентиляторной уста- новки / Л.Ю. Левин, М.А. Семин, Р.Р. Газизуллин // Горный информационно-аналитиче- ский бюллетень. — 2015. — № 12. — С. 164 — 170.
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 144С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е 5. Мохирев Н.Н. Инженерные расчеты вентиляции шахт. Строительство. Рекон- струкция. Эксплуатация / Н.Н. Мохирев, В.В. Радько. — М.: ООО «Недра-Бизнесцентр», 2007. — 324 с. 6. Харев А.А. Местные сопротивления шахтных вентиляционных сетей / А.А. Ха- рев. — М.: Углетехиздат, 1954. —248 с. 7. Шалимов А.В. Теоретические основы прогнозирования, профилактики и борьбы с аварийными нарушениями проветривания рудников: дис. … докт. техн. наук / А.В. Шалимов. — Пермь, 2012. - С 32 - 45. 8. Левин Л.Ю. Экспериментальное исследование изменения воздухораспределе- ния на калийных рудниках при реверсировании главной вентиляторной установки / Л.Ю. Левин, М.А. Семин, Ю.А. Клюкин // Вестник Пермского национального исследо- вательского политехнического университета. Геология. Нефтегазовое и горное дело. — 2015. — № 17. — С. 89 — 97. 9. Левин С.Р. Сопротивление тройников вытяжных воздуховодов. Отопление и вентиляция / С.Р. Левин. – 1940. - № 10 — 11. 10. Веденеева Л.М. Исследование аэродинамических процессов в местных со- противлениях и их влияния на воздухораспределение в вентиляционных сетях с боль- шим эквивалентным отверстием: автореф. … дис. канд. техн. наук / Л.М. Веденеева. — Пермь, 1995. — 17 с. 11. Абрамов Ф.А. Расчет вентиляционных сетей шахт и рудников / Ф.А. Абра- мов, Р.Б. Тян, В.Я. Потемкин. - М.: Недра, 1978. — 232 с.
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е ЭКОЛОГИЯ И ПЕРЕРАБОТКА МИНЕРАЛЬНОГО СЫРЬЯ
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 146С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е УДК [622.272.06:622.341]:519.001.57:504.06 DOI: 10.18454/2313-1586.2017.01.146 Соломеин Юрий Михайлович младший научный сотрудник лаборатории подземной геотехнологии, Институт горного дела УрО РАН, 620075 г. Екатеринбург, ул. Мамина-Сибиряка, 58 e-mail: geotech@igduran.ru Никитин Игорь Владимирович научный сотрудник лаборатории подземной геотехнологии, Институт горного дела УрО РАН e-mail: geotech@igduran.ru ОПРЕДЕЛЕНИЕ ЭКОЛОГО-ЭКОНОМИЧЕСКОЙ ЭФФЕКТИВНОСТИ ОСВОЕНИЯ ЕСТЮНИНСКОГО ЖЕЛЕЗОРУДНОГО МЕСТОРОЖДЕНИЯ НА ОСНОВЕ ЭКОНОМИКО-МАТЕМАТИЧЕСКОГО МОДЕЛИРОВАНИЯ Solomein Yury M. junior researcher, the laboratory of underground geo-technology, The Institute of Mining UB RAS, 620075, Yekaterinburg, 58 Mamin-Sibiryak st. е-mail: geotech@igduran.ru Nikitin Igor V. researcher, the laboratory of underground geo-technology, The Institute of Mining UB RAS е-mail: geotech@igduran.ru DETERMINATION THE ECOLOGICAL AND ECONOMIC EFFICIENCY OF DEVELOPMENT THE ESTUNINSKY IRON ORE DEPOSIT IN TERMS OF ECONOMIC AND MATHEMATICAL MODELING Аннотация: Создана экономико-математическая модель (ЭММ) выбора геотехнологической стратегии (ГС) освоения глубокозалегающих железорудных месторождений, представляющая собой совокуп- ность алгоритма формирования вариантов, мето- дик выбора оптимальных схем и способов вскры- тия, систем разработки, места размещения под- земного обогатительного комплекса (ПОК), рас- чета объемов добычи разными системами и чи- стого дисконтированного дохода (ЧДД), определе- ния рейтинга варианта ГС, и соответствующей компьютерной программы. В результате модели- рования разработанных вариантов ГС при различ- ных содержаниях полезного компонента, произ- водственной мощности, системах разработки, местах размещения обогатительного комплекса, способах утилизации отходов горно-обогатитель- ного производства (ГОП) выбран оптимальный ва- риант по комплексному эколого-экономическому критерию. Ключевые слова: геотехнологическая стратегия, железорудное месторождение, горнотехническая система, подземная геотехнология, подземный обогатительный комплекс, экономико-математи- ческое моделирование, оптимизация Abstract: The economic and mathematical model (EMM) of se- lection geo-technological strategy (GS) of development deep-bedding iron ore deposits is created. It represents a set of algorithm of formation both the GS options, methods of selection optimal schemes and processes of mining extraction, systems of development, under- ground concentration complex arrangement as well as calculation of mining output volume by various systems and net present value (NPV,)determination the GS op- tions rating and appropriate computer program. As a result of the developed by GS options simulation under different mineral content, productive capacity, systems of development, places of enrichment complex, ar- rangement, the methods of tails utilization of mining and processing production (GOP), optimal option is chosen according to ecological and economic criteria. Key words: geo-technological strategy (GS), mining- technical system (MTS), iron ore deposit, economic and mathematical modeling (EMM), subsurface con- centration complex (SCC), net present value (NPV), optimization В настоящее время создание экономически эффективных и экологически безопас- ных геотехнологий добычи и обогащения руды, способствующих бесконфликтному раз- витию техно- и биосферы, представляется весьма актуальной проблемой [1]. Признан- ным подходом к решению подобных проблем является разработка новых технологий в  Исследования выполнены при поддержке Комплексной программы фундаментальных исследо- ваний УрО РАН «Исследование переходных процессов и учет закономерностей их развития при разра- ботке инновационных технологий оценки, добычи и рудоподготовки минерального сырья» (15-11-5-7)
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 147С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е соответствии с принципом «более чистого производства» (CleanerProduction) [2], акцен- тирующим внимание не на очистке и обезвреживании образовавшихся отходов, а на уменьшении объемов их образования и степени опасности в процессе производства. В рамках обоснования вариантов ГС ИГД УрО РАН разработана технологическая схема инновационной комплексной эколого-ориентированной подземной геотехнологии добычи и переработки железных руд, включающей вскрытие, разработку системами с обрушением верхних этажей и камерную выемку нижних этажей яруса в соотношении, обеспечивающем замкнутость (минимизацию экологического ущерба) горнотехниче- ской системы (ГТС), транспортирование грузов, обогащение руды и закладку камер. Данная технологическая схема позволяет весь объем отходов ГОП утилизировать в вы- работанном пространстве [3]. Эту геотехнологию можно реализовать как с использова- нием ПОК, так и без его применения [4]. Для решения задачи обеспечения замкнутого цикла ГТС целесообразно методом оптимизации установить необходимое соотношение объемов добычи руды системами с обрушением и с закладкой выработанного пространства [5]. При этом факторами, влия- ющими на обеспечение безотходности (экологичности) ГОП в шаге освоения месторож- дения, являются объем образовавшегося и закладываемого выработанного пространства, объем пустой породы подготовительно-нарезных выработок и объем хвостов обогаще- ния – сухой (СМС) и мокрой магнитной сепарации (ММС), используемых в качестве за- кладочного материала [6]. При этом под замкнутой понимаем такую ГТС, за пределы которой выходит только реализуемый продукт, а образующиеся твердые отходы утилизируются внутри данной ГТС. Для оценки возможности утилизации твердых отходов в выработанном про- странстве используется показатель η: η=Vо /Vп → 1, (1) где Vо – объем отходов, м3 ; Vп – объем пустот, м3 . Исходным моментом для определения данных объемов является установленная на первых этапах формирования ГС годовая производственная мощность рудника. Она складывается из годовой производительности этажей, одновременно разрабатываемых системами с обрушением и с закладкой: АГ=Аобр+Азак, т/год, (2) где Аобр, Азак – годовая производительность этажей, разрабатываемых системами с обру- шением и системами с закладкой, соответственно, т/год. При этом определение необходимого объема добычи разными системами выпол- нено в зависимости от содержания железа в балансовых запасах 29 % (базовый вариант), 43 %, 50 % и 60 %. Возможные варианты использования хвостов СМС и ММС в качестве закладки: 1. Хвосты ММС в виде пастовой закладки используются в полном объеме, хвосты СМС – по мере необходимости. 2. Хвосты ММС в виде сухой закладки используются в полном объеме, хвосты СМС – по мере необходимости. 3. Хвосты СМС используются в полном объеме, хвосты ММС в виде пастовой закладки – по мере необходимости. 4. Хвосты СМС используются в полном объеме, хвосты ММС в виде сухой за- кладки – по мере необходимости. В качестве примера на рис. 1 изображены графики доли систем разработки в об- щей годовой производительности рудника в зависимости от доли использования хвостов СМС при полном использовании породы и хвостов ММС в виде пастовой закладки. Гра- фик читается следующим образом. По оси абсцисс откладывается λ доля хвостов СМС, принятых в качестве дополнительной закладки. По оси ординат – η как доля систем с
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 148С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е закладкой в общей годовой производительности. Линия по оси абсцисс, равная 100 %, означает полное использование для закладки всех отходов, образующихся в рамках ГТС. Линия по оси ординат, равная 1,0, означает максимально возможную долю погашения объема пустот, образующихся в рамках ГТС. Отрезок по оси ординат от 0 до графика показывает долю применения систем с закладкой, от графика до 1,0 – систем с обруше- нием, выше 1,0 – дефицит выработанного пространства. Рис. 1 – Доля систем с закладкой в общей годовой производительности в зависимости от доли использования хвостов СМС (ММС в виде пастовой закладки) Следующим этапом стало создание алгоритма для компьютерной программы вы- бора ГС освоения железорудных месторождений при комбинированной разработке. Он состоит из 2-х блоков данных (ввод-вывод информации), 6-ти логических и 15-ти вычис- лительных блоков (рис. 2): Блок 1. Начало проведения расчетов. Ввод исходной горно-геологической инфор- мации, горнотехнических и экономических данных по следующим направлениям: геоло- гия, вскрытие, отработка и обогащение. Блок 2. Оценка первого варианта ГС из числа рассматриваемых p. Присвоение значения i=1. Блок 3. Расчет годовой производственной мощности рудника АГ шахты по i-му варианту ГС на основе горных возможностей месторождения. Блоки 4-6. Определение схемы комбинированной разработки месторождения в за- висимости от выбранной концепции развития ГОКа. В случае, когда предприятию необходимо поддерживать достигнутую производ- ственную мощность, разработку месторождения следует вести по последовательной схеме; если необходимо наращивать производственную мощность – по параллельной схеме комбинированной разработки. Блоки 7-12. Определение порядка отработки подземных запасов на основе срав- нения АГ шахты с АГ карьера. Если АГ шахты ≥ АГ карьера, то отработку подземных запасов следует вести этажами последовательно. Если АГ шахты <АГ карьера, то для уве- личения АГ шахты до 2 раз следует применять многоэтажную отработку, свыше 2 раз – ярусную отработку.
Рис. 2 – Алгоритм компьютерной программы выбора ГС освоения железорудных месторождений при комбинированной разработке Обогащение
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 150С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Блоки 13-15. Установление количества и при необходимости доли применяемых систем разработки в АГ шахты по i-му варианту ГС. Если применяется одна система раз- работки, то доля Азак=1 или Аобр=1, если две и более – Азак=opt и Аобр=opt. Блок 16. Оптимизация параметров путем присвоения переменным значения n=1 из общего числа значений k исследуемого параметра. Блок 17. Подсчет извлекаемых запасов Qизв, объемов породы от проходки Qпор, концентрата Qконц, хвостов обогащения Qсмс, Qммс и закладки Qзак по i-му варианту ГС при значении параметра n. Блок 18. Определение первого критерия – ЧДД по i-му варианту ГС при значении параметра n на основе расчета извлекаемой ценности Цизв, суммарных капитальных К, эксплуатационных затрат Э, социально- экономических последствий СЭП, сроков стро- ительства Тс и отработки То в соответствии с разработанной методикой. Блок 19. Определение второго критерия – показателя замкнутости ГТС η по i-му варианту ГС при значении параметра n на основе расчета объемов отходов VО и пустот VП в соответствии с разработанной методикой. Блок 20. Присвоение следующего значения исследуемому параметру n=n+1. Если n≤ k, то возврат к блоку 17 и повторение всех расчетных и логических операций для n=n+1, если n>k, то переход к следующему блоку. Блок 21. Оценка следующего варианта ГС. Присвоение значения i=i+1. Если i≤ p, то возврат к блоку 3 и повторение расчетных и логических операций для i=i+1, если i>p, то переход к следующему блоку. Блок 22. Ранжирование рассмотренных вариантов p по показателям rЧДД и r – рейтинги варианта ГС по критерию ЧДД и η, соответственно. Блок 23. Окончание выполнения расчетов. Оценка и выбор эффективного вари- анта ГС из числа рассмотренных p по критерию R→ min в соответствии с разработанной методикой. Экономико-математическое моделирование выполнено на примере вариантов ГС 1-5 освоения нижних горизонтов Естюнинского месторождения, характеризующихся: 1. АГ=2,5 млн. т/год, нисходящая выемка системами с обрушением, обогатитель- ная фабрика на поверхности; 2. АГ= 2,5 млн. т/год, восходящая выемка системами с закладкой, обогатительная фабрика на поверхности; 3. АГ= 2,5 млн. т/год, восходящая выемка системами с закладкой, ПОК; 4. АГ=5 млн. т/год, нисходяще-восходящая выемка системами с обрушением и с закладкой, обогатительная фабрика на поверхности; 5. АГ=5 млн. т/год, нисходяще-восходящая выемка системами с обрушением и с закладкой, ПОК. Компьютерная программа «Выбор ГС освоения подземных запасов при комбини- рованной разработке месторождений» написана в приложении Ехсеl пакета программ Microsoft Office. Программа ранжирует варианты ГС по критериям «Показатель замкну- тости ГТС» и «Чистый дисконтированный доход» (рис. 3). По каждому из двух крите- риев варианту ГС присваивается рейтинг rЧДД и rη. Более высокий рейтинг (минимальное количество баллов) получает вариант с лучшим значением критерия. Для оценки вари- антов ГС предложен глобальный критерий принятия компромиссного решения R – ком- плексный эколого-экономический критерий, рассчитываемый как сумма баллов по кри- териям ЧДД и η с учетом их веса kЧДД, kη – вес критериев в глобальном критерии, настра- иваемый в зависимости от потребностей предприятия (в данном случае принят рав- ный 1): R= kЧДДrЧДД + kηrη. (3)
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 151С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Рис. 3 – Рейтинги вариантов ГС В графе «Общее число баллов» (см. рис. 3) показано суммарное количество баллов по обоим критериям. Более высокое итоговое место в рейтинге получает вариант ГС с минимальным R. На графике видно, что наиболее эффективными являются варианты 2, 4 и 5 ГС с R = 4, 4 и 5. Далее проведена оптимизация вариантов 4 и 5 ГС по комплексному эколого-эко- номическому критерию, вариант 2 не оптимизируется, поскольку применяется только система разработки с закладкой. Целью оптимизации является обеспечение максималь- ной степени замкнутости ГТС по критерию η→1. В данных исследованиях фиксируется весь комплекс исходных данных, не относящихся к определению η: горно-геологиче- ские, технологические, экологические и экономические. Анализ целевой функции показателя экологической эффективности 𝜂 (1), показы- вает, что добиться ее оптимума (равенства 1) можно, изменяя долю применения систем с закладкой Азак в производственной мощности подземного рудника АГ. При этом изме- нение Азак, связанное с изменением доли систем с обрушением (Азак = 1 − Аобр), при- водит к изменению и целевой функции экономической эффективности ЧДД. Значит, су- ществуют оптимальные значения Азак и Аобр, которые соответствуют максимуму ЧДД и 𝜂 = 1. Отыскание оптимальных значений 𝜂 показано на графиках (рис. 4). – направление оптимизации Рис. 4 – Зависимость η от доли систем с закладкой при различном содержании Fe
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 152С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Результаты оптимизации вариантов 4 и 5 ГС показали следующее: 1. При базовом содержании Fe=29 % технически возможен и экономически целесообразен полный переход на системы с закладкой. При этом показатель замкнутости ГТС улучшился в 2 раза до η=1,43, а излишки хвостов обогащения, складируемых на поверхности, минимальны. ЧДД вырос в варианте 4 на 10,7 %, в варианте 5 – на 10,2 %; при этом ЧДД по варианту 4 по сравнению с вариантом 2 больше в 3,6 раза; по сравнению с вариантом 5 – в 1,6 раза (рис. 5). Рис. 5 – Рейтинги вариантов ГС после оптимизации вариантов 4 и 5 2. Аналогичные тенденции просматриваются и при содержании Fe=43 %, когда также технически возможен и экономически целесообразен полный переход на системы с закладкой. Показатель замкнутости ГТС улучшился в 2 раза до η=1, т. е. все отходы складируются в выработанном пространстве. ЧДД вырос в варианте 4 на 8,1 %, в варианте 5 – на 8 %; при этом ЧДД по варианту 4 по сравнению с вариантом 2 больше в 2,9 раза, по сравнению с вариантом 5 – в 1,7 раза. 3. При содержании Fe=50 % оптимальная доля систем с закладкой, при которой η=1 составляет 0,8 (0,2 – системы с обрушением); дальнейшее увеличение их доли при- водит к избытку пустот, вызванному нехваткой закладочного материала. ЧДД растет в вариантах 4 и 5 на 4,5 %. При данном содержании реализация варианта 2 технически нецелесообразна. 4. При содержании Fe=60 % варианты 4 и 5 не подлежат оптимизации, поскольку η=1 при соотношении систем с закладкой и с обрушением 0,5/0,5. Таким образом, оптимальным по комплексному эколого-экономическому крите- рию признан вариант 4 ГС (во всем диапазоне содержания полезного компонента). Эф- фективность варианта 5ГС по критерию ЧДД может сравняться с вариантом 4 при уве- личении экологических платежей (приобретение земли по нормативу в зависимости от кадастровой стоимости, плата за перевод в категорию промышленного назначения, налог на землю, плата за размещение отходов на поверхности). Например, с 200 (в настоящее время) до 3000 руб./т, что весьма вероятно в ближайшем будущем. Горнотехническим фактором, снижающим преимущество варианта 4 ГС, является длина транспортирования руды от рудника до обогатительной фабрики. Так, при ее увеличении с 5 до 19 км целе- сообразен переход на подземное обогащение. Таким образом, созданные методика, алгоритм расчета и компьютерная про- грамма позволяют провести сравнительную оценку эколого-экономической эффектив- ности нескольких вариантов ГС освоения железорудных месторождений. Литература 1. Яковлев В.Л. О стратегии освоения меднорудных месторождений Урала / В.Л. Яковлев, Ю.В. Волков, О.В. Славиковский // Горный журнал. – 2003. – № 9. – С. 3 – 7. 2. CleanerProduction: офиц. текст [Электронный ресурс] – Режим доступа: http://www.unido.org/en/what-we-do/environment/resource-efficient-and-low-carbon-indus- trial-production/cp/cleaner-production.html
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 153С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е 3. Комплексная экологоориентированная подземная геотехнология добычи и обо- гащения железных руд / И.В. Соколов, Н.В. Гобов, А.А. Смирнов, А.Н. Медведев // Эко- логия и промышленность России. - 2013. - № 6. - С. 16 - 20. 4. Пат. 2534301 Российская Федерация, МПК Е21С41/22. Способ отработки кру- топадающих рудных месторождений / И.В. Соколов, А.А. Смирнов, Н.В. Гобов, Ю.Г. Антипин; заявитель и патентообладатель ИГД УрО РАН. - № 201313306603; заявл. 16.07.2013;опубл. 27.11.2014, Бюл. № 33. 5. Систематизация и методика оценки вариантов стратегии освоения железоруд- ных месторождений с применением подземных обогатительных комплексов / И.В. Со- колов, Н.В. Гобов, Ю.Г. Антипин, А.А. Смирнов, И.В. Никитин, Ю.М. Соломеин // Гор- ный информационно-аналитический бюллетень. - 2015. - № 7. - C. 101 - 108. 6. Соломеин Ю.М. Определение места расположения подземного обогатитель- ного комплекса при освоении железорудного месторождения / Ю.М. Соломеин, И.В. Ни- китин // Проблемы недропользования [Электронный ресурс]: рецензируемое сетевое пе- риодическое научное издание / ИГД УрО РАН. - 2015. - № 3. - С. 44 - 50. – Режим доступа: // trud.igduran.ru
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 154С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е УДК 622.778:621.928.8 DOI: 10.18454/2313-1586.2017.01.154 Прохоров Константин Валерьевич кандидат технических наук, научный сотрудник, Институт горного дела ДВО РАН, 680000, г. Хабаровск, ул. Тургенева, 51 e-mail: kostyan1986_ne@mail.ru Александрова Татьяна Николаевна доктор технических наук, доцент, заведующая кафедрой обогащения полезных ископаемых, НМСУ «Горный», 199106, Санкт-Петербург, 21-я линия В.О., 2 РАЗРАБОТКА МЕТОДОВ КОМПЛЕКСНОЙ ПЕРЕРАБОТКИ ЗОЛОШЛАКОВОГО МАТЕРИАЛА Prokhorov Konstantin V. candidate of technical sciences, researcher The Institute of Mining FEB RAS, 680000, Khabarovsk, 51, Turgenev str. e-mail: kostyan1986_ne@mail.ru. Aleksandrova Tatyana N. doctor of technical sciences, the head of mineral processing department, St. Petersburg Mining University, 199106, Russia, St Petersburg, 2, 21st Line of V.I. DEVELOPMENT OF METHODS FOR INTEGRATED ASH-SLAG MATERIAL PROCESSING Аннотация: В работе рассмотрено современное состояние проблем, связанных с переработкой золошлако- вых отходов от сжигания твердого топлива. Рассмотрены различные методы разделения техногенного материала, включающие магнит- ную сепарацию, методы кислотного выщелачи- вания, флотацию. Рассмотрены также спо- собы интенсификации выхода полезных компо- нентов при обогащении. Обоснован комплекс- ный метод переработки ЗШМ. Ключевые слова: золошлаки, магнетит, алюми- ний, магнитная сепарация, экстракция, флота- ция Abstract: The current state of the problems associated with ash-slag processing from solid fuel combustion is discussed in the paper. Various methods of waste material separation , including magnetic separa- tion, methods of acid leaching, flotation are exam- ined. Ways of intensification the output of useful components during enrichment are considered. The integrated method of ash-slag processing is grounded. Key words: ash-slags, magnetite, aluminum, mag- netic separation, extraction, flotation. Актуальность Утилизация отходов от сжигания твердого топлива является одной из актуальных проблем. Зола, ввиду огромных ее запасов, может стать источником полезных ископае- мых вторичной переработки. С химической точки зрения зола содержит почти все суще- ствующие в природе элементы, главными из которых являются кремний, алюминий, же- лезо, кальций, калий, титан, а присутствие ценных металлов (золота, металлов платино- вой группы, редкоземельных) нередко достигает величин, оптимальных для промышлен- ной отработки. Но они трудноизвлекаемы из-за своих наноразмерностей и, возможно, частичного нахождения в коллоидно-дисперсной форме в поровом пространстве золь- ного материала, что требует дополнительных операций по выделению фракций. За последние годы в Хабаровском крае образовались и накопились значительные объемы техногенных отходов. В крае размещено около 19 шлакозолоотвалов. Общий объем золошлакового материала составляет 30 млн т [1]. Использование золы и шлаков местной промышленностью незначительное и не превышает 30 – 50 тыс. т в год. Исполь- зование золы уноса осуществляется без глубокой ее переработки в качестве отсыпного материала в строительных работах и ландшафтном дизайне; наполнителя - в производ- стве строительных и конструкционных материалов. Эффективно и выгодно перерабатывать техногенный материал комплексно, с ис- пользованием всех продуктов с целью исключения перескладирования хвостов обогаще- ния материала. Однако, ввиду отсутствия системных исследований по данному вопросу
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 155С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е и объективной сложности состава объекта, а следовательно, механизма процесса извле- чения (обогащения), предполагается дифференцированный и поэтапный подход к иссле- дованию процесса. Основная цель исследования заключается в разработке инновационных методов переработки золошлакового материала и интенсификации процессов разделения и выде- ления ценных компонентов. В связи с поставленной целью были сформулированы следующие задачи: исследо- вание состава и структуры техногенных отходов с помощью современных физико-хими- ческих методов анализа; разработка технологических методов и комбинации режимов, включающих исследования комбинированных гравитационно-магнитных и магнитно- гетерокоагуляционно-флокуляционных методов обогащения, направленных на обеспе- чение максимального извлечения ценных компонентов; исследование распределения макро- и микрокомпонентов по продуктам обогащения. Объект исследования Объектом данного исследования явился золошлаковый материал (ЗШМ) ТЭЦ Ха- баровского края. По результатам гранулометрического анализа (табл. 1) можно характе- ризовать ЗШМ как шламистый, с большим содержанием тонкой фракции. Таблица 1 Усредненный гранулометрический состав проб Класс крупности, мм Выход класса, % ТЭЦ-1 Хабаровска ТЭЦ-3 Хабаровска ТЭЦ-1 Амурска -2+1,0 2,3 − 5,08 3,98 0,025 − 19,77 7,15 0,57 − 2,82 1,86 -1,0+0,5 5,78 − 10,7 8,43 0,086 − 13,53 5,4 1,13 − 6,26 4,74 -0,5+0,02 13,73 − 17,05 15,18 1,03 − 16,28 9,94 5,37 − 14,23 11,31 -0,02+0,0071 17,69 − 40,82 27,22 36,57 − 53,73 43,09 7,43 − 44,12 25,59 -0,0071+0,0 28,75 − 60,49 45,18 15,2 − 45,13 34,41 33,91 − 85,49 56,49 Химический состав ЗШМ изучен по результатам силикатного и рентгенофлуорес- центного анализа. Содержание основных компонентов ЗШМ представлено в табл. 2. Таблица 2 Силикатный анализ исходного материала Компонент Среднее содержание, % Компонент Среднее содержание, % SiO2 58,54 Co 0,0025 Al2O3 24,13 Cu 0,0073 Fe2O3 7,89 Ni 0,0026 CaO 3,36 Zn 0,0074 MgO 1,68 Cr 0,0082 K2O 2,42 F 0,131 Na2O 0,5 Ba 1,122 TiO2 0,68 V 0,0155
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 156С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Минеральным анализом исходных проб выявлено, что основным компонентом со- става являются: 1. Силикаты (~70 %), пылевидные частицы кварца, карбонатов, полевых шпатов, глинистых частиц. 2. Частицы несгоревшего угля. 3. Рудная минерализация представлена мельчайшими зернами (50 микрон и менее) магнетита, игольчатого гетита (лимонит), шпинели, реже пирротина, единичными зна- ками циркона, пирита, касситерита. Исследование магнитного обогащения В результате лабораторных и полупромышленных исследований, анализируя по- лученные выше диаграммы, можно предложить наиболее эффективную схему перера- ботки ЗШМ (рис. 1). Рис. 1 – Схема сепарации с предварительным измельчением исходного материала в стержневой мельнице Магнитная фракция представлена мелким классом магнетита размером 0,1 - 0,5 мм и обломками, нередко оплавленными с краев либо окатанными, а также мел- кими обломками уплощенных прожилков (0,1 – 1 мм) (рис. 2). Рис. 2 – Электронное изображение частиц ЗШМ: Сросток, основная часть которого состоит из Fe – 29,18 % с примесями Mn – 6,77, Si – 7,58, Al – 3,76, Ca – 9,91 (сп 2). И меньшей части, представленной С – 30,13 %, Fe – 17,51, Si – 11,33, а также Al, К, Са (Сп 3) Исходный материал +0,15 мм -0,15 мм Измельчение ММС м. ф. к-т 1 нм. ф Перечистка 1 м. ф. к-т 6 нм. ф Перечистка 6 м. ф. к-т 1 нм. ф 7,1 100;100 53,4 6,42; 48,91 3,83 93,58; 51,09 Классификация +0,15 мм -0,15 мм м. ф. Условные обозначения Содержание Feобщ, %; Выход фракции, %; Извлечение,%
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 157С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Магнитные сферы – черные, темно-серые. Магнитный шлак – серый, пористый и кавернозный с включениями зерен магнетита. Для интенсификации извлечения магнитной фракции из тонкодисперсных шла- мов в составе ЗШМ были проведены исследования на материале донных отложений, ото- бранных с прудов осветления оборотной воды на золоотвале ТЭЦ-1 Хабаровска. При этом основную массу составляет материал крупностью 40 – 5 мкм (рис. 3). С помощью анализа литературных данных выявлено, что магнитная восприимчивость материала па- дает при уменьшении размера частиц материала [2, 3]. При измельчении до 40 мкм маг- нетит теряет 15 – 20 % своих магнитных свойств. Учитывая это, в процессе магнитного разделения тонкого материала было предложено введение флокулянта в пульпу перед процессом сепарации и введение центров гетерокоагуляции. Основной целью исследо- вания явилась разработка способа повышения эффективности разделения тонкодисперс- ного материала на основе гетерофлокуляции в магнитном поле. Эффективное управле- ние процессом магнитной флокуляции возможно за счет применения поверхностно-ак- тивных веществ с добавлением магнетита более крупного класса в исходную пульпу. Анализ литературных данных и поисковые эксперименты показали, что наиболее эффективным флокулянтом является полиакриламид (ПАА). Роль центров флокуляции выполнял магнетит класса крупности -0,4 + 0,2 мм. Магнитная гетерофлокуляция способствует более полному извлечению тонких ферромагнитных зерен. При совместном использовании ППА и магнетитовых частиц интенсифицируется механизм гетерофлокуляции между магнетитовыми частицами класса –0,4 + 0,2 мм и тонкодисперсными шламами. За счет связывания тонкодисперс- ных шламов молекулами ПАА, а также образования «мягких» флокул вокруг магнитных центров (рис. 3б) увеличивается скорость коагуляции. За счет возрастания напряженно- сти на дополнительных частицах магнетита происходит повышение степени магнитной восприимчивости магнитных частиц исходного материала. а) б) Рис. 3 – Магнитная фракция техногенных отходов первой серии (а), гетерофлокуляция между магнетитовыми частицами класса –0,4 + 0,2 мм и тонкодисперсными шламами (б) Использование процесса гетерофлокуляции совместно с реагентной обработкой повышает качество концентрата по содержанию железа с 39 до 47 %. Использование ПАА оказывает влияние на увеличение выхода и качество магнитной фракции. Получен- ные концентраты были проанализированы на минеральный состав. Магнитная фракция 1 серии представлена тончайшими шариками магнетита 0,05 мм – 95 %, реже полураз- рушенного пирротина и гётита. Остальная фракция состоит из разрушенных тепловым эффектом обломков породы: кварцитов, карбоната, глинистых частиц и железистых охр в виде чешуек. Магнитная фракция серии 3 по содержанию магнетита более богатая – 98 %, силикатная часть несколько сократилась, обломки кварца, легко рассыпающиеся при нажатии, находятся в конгломератах, чешуйки железестых охр скомкованы в ржавые корки размером 0,2 – 0,315 мм. Не наблюдается карбонатов и карбонатизации пород, а
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 158С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е также не отмечается серицит. Не изменились оплавленные стекловидные матовые ша- рики кварца. Для исследования эффективности магнитного обогащения ЗШМ были проведены исследования на высокоградиентном магнитном сепараторе. Была исследована относи- тельная интенсивность магнитной силы в матрицах с различными радиусами стержней. Зависимость относительной магнитной силы от расстояния захвата представлена на рис. 4. По результатам исследования матрица с большим диаметром стержня эффектив- нее захватывает магнитные частицы, не захватывая немагнитные [4]. Данные выводы подтвердились результатами исследований. По результатам исследования извлечение в концентрат падает с увеличением диа- метра стержней матрицы за счет снижения выхода концентрата, но содержание магне- тита в концентрате растет (рис. 5). Выполненные исследования показали, что оптималь- ными параметрами обогащения тонкодисперсного материала являются диаметр стерж- ней матрицы – 6 мм, пульсация воды – 300 мин-1 и расход промывной воды 10 л/мин. Был проведен расчет эффективности магнитного разделения [5]: 𝐸 = 𝜀 𝑚−𝛾 𝑚 1− 𝛼 𝛽⁄ , %, (1) где εm – извлечение магнитной фракции в концентрат, %; γm – выход концентрата, %; α – массовая доля Fe в исходном продукте, β – массовая доля Fe в концентрате. В табл. 3 представлена сравнительная характеристика результатов магнитного обогащения на высокоградиентном сепараторе и барабанном электромагнитном сепара- торе с предварительной обработкой материала (добавлением центров коагуляции и фло- кулянта ПАА для повышения эффективности извлечения) и результатов, полученных без обработки [6]. Таблица 3 Сравнение технологических показателей магнитного обогащения Сепаратор γm, % ε, % α, % β, % Е, % Slon 100 (матрица 6 мм) 6,47 39,26 7,45 43,68 39,26 ЭБМ 32/20 (без предв. обраб.) 1,85 16,97 4,24 39,15 16,97 ЭБМ 32/20 (с предв. обраб.) 3,9 38,58 4,74 46,9 38,58 Рис. 4 – Отношение магнитной силы, действующей на магнитную фракцию матрицы с толщиной стержней 1,5, 3 и 6 мм Рис. 5 – Результаты разделения при оптимальных параметрах процесса 0 20 40 60 80 100 1,5 3 6 41,63 42,29 43,68 83,55 66,99 56,45 % Размер матрицы, мм Содержание Fe Извлечение в конц
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 159С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Количество железосодержащих компонентов в концентрате, полученном высоко- градиентной сепарацией, незначительно уступает концентрату процесса обогащения на барабанном сепараторе с предварительной реагентной обработкой материала. Однако эффективность извлечения магнитной фракции больше, чем на барабанном сепараторе за счет более полного выделения железосодержащих компонентов. Исследование обогащения кислотным выщелачиванием Дальнейшее исследование по извлечению из ЗШМ полезных компонентов вклю- чает кислотную экстракцию алюминия. Был проведен полный факторный эксперимент по кислотной экстракции алюминийсодержащих компонентов с целью установления оп- тимальных условий процесса [7]. В результате математической обработки эксперимен- тальных данных методом наименьших квадратов и отсева статистически незначимых (при уровне значимости 0,05) данных получено следующее уравнение регрессии: ,3,09,037,01,014,054,062,006,223,7 2 2 2 3322131321 xxxxxxxxxxxy  где х1 (температура), х2 (время проведения опыта), х3 (концентрация кислоты). На рис. 6 на основании уравнения показана поверхность отклика зависимости из- влечения алюминия в раствор от концентрации кислоты в растворе и длительности про- цесса экстракции. При этом независимые переменные взяты в безразмерном масштабе. Таким образом, с помощью графического анализа получены следующие значения переменных, позволяющие получить максимальное извлечение алюминия: W(H2SO4) = 56,7 масс %; T = 120 о С;  = 3 ч. Реализация способа позволила достичь 47 – 50 % извлечения алюминийсодержащих компонентов. Был проведен кинетический анализ процесса кислотного выщелачивания алюми- нийсодержащих компонентов. Результаты исследования кинетики выщелачивания сер- ной кислотой алюминия из золошлакового материала при различных температурах пред- ставлены на рис. 7. На основе кинетической функции рассчитаны порядок реакции и энергия активации. В основу расчета порядков реакции по концентрации активных реа- гентов и энергии активации положено уравнение [8]: 1 – (1 – )1/3 = f (). (2) Кажущийся порядок реакции определяется как тангенс угла наклона прямой в ко- ординатах 1 – (1 – а)1/3 – τ (рис. 8). Средний порядок реакции – 0,0805. Для определения кажущейся энергии активации использовалась зависимость ln(К)=f(1/T) lnК = –2237/Т + const, откуда энергия активации Е = R*2237 = 18589,47 Дж/моль. Рис. 6 – Зависимость извлечения алюминия в раствор от времени извлечения и концентрации с за- фиксированным фактором темпе- ратуры на верхнем уровне
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 160С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Полученные данные свидетельствуют о протекании процесса выщелачивания алюминия серной кислотой в переходной области (<30кДж/моль). Причиной этому мо- жет являться то, что часть оксида алюминия, входящего в состав ЗШМ, химически свя- зана с кремнеземом. Эти соединения трудно растворяются в серной кислоте и требуют дополнительной интенсификации процесса кислотного выщелачивания. Минералого-технологические исследования флотационного извлечения недожога Недожог (18,85 %) в основном представлен бурым углем, который имеет черный, темно-серый цвет [9]. Результаты флотационного извлечения недожога приведены в табл. 4. Таблица 4 Результаты флотационного извлечения недожога Продукты флотации Выход, % Углерод Au Реагенты Содержание, % Извлечение, % Содержание, г/т Извлечение, % К-т 1 2,45 38,15 31,84 0,003 1,50 Нефть, Керосин, Т-80 К-т 2 1,19 46,68 18,92 0,001 0,24 Камерный 96,36 1,5 49,24 0,01 98,26 Итого 100 2,94 100 0,49 100,00 Технологические исследования флотационного извлечения золота Спектральный анализ исходного материала показал содержание золота 0,078 г/т. В связи с этим было проведено технологическое исследование по извлечению золота, содержа- ние которого в продуктах флотации представлено в табл. 5. При электронно-микроскопическом исследовании продуктов обогащения в про- бах отмечаются микронные зерна самородного золота, сложного техногенного сплава с золотом и зерна серебра (рис. 9). Рис. 7 – Кинетика извлечения алюминия в раствор при температурах 80, 100 и 110 о С Рис. 8 – Зависимость 1 – (1 – а)1/3 =f(τ) при рас- чете кажущейся энергии активации, где а – доля извлечения алюминия
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 161С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Таблица 5 Результаты анализов по содержанию золота в продуктах флотации Продукты Выход, % Содержание Au, г/т Извлечение Au, % К-т 1 К-т 2 1,96 8,59 К-т флот. объединенный 11,27 0,4 71,75 Хвосты 88,73 0,02 28,25 Итого 100,00 0,063 100,00 Электронное изображение Энергодисперсионный спектр Весовой состав, % O – 22.66 Mg – 0.22 Al – 2,15 Si – 2,72 K – 0.25 Ca – 0.58 Fe – 0.8 Cu – 0.78 Mo – 4.52 Ag – 2.06 Au – 63.26 Рис. 9 – Электронное изображение полученного флотационного концентрата золота, его энергодисперсионный спектр и элементный состав Выделенный концентрат направляется на дальнейшую переработку путем доводки с применением различных методов обогащения, включая способы выщелачивания и гидроме- таллургии, с получением промышленного концентрата драгметаллов. Технологические исследования по выявлению особенности распределения редкоземельных элементов (РЗЭ) и перспективы их извлечения из ЗШМ Исследования включали разделение хвостов магнитной сепарации на легкую и тяжелую фракции, с целью проследить миграцию РЗЭ и благородных металлов в про- дукты обогащения. Анализ данных показал, что распределение РЗЭ по ЗШМ различных ТЭЦ Хабаровского края сильно отличается. Однако степень концентрации РЗЭ в магнит- ную фракцию во всех случаях меньше, чем в хвосты. Была проведена работа по изучению закономерности распределения РЗЭ по фрак- циям ЗШМ. Измерялась плотность (г/см3 ) полученных фракций, в каждой из которых определен элементный состав. Уравнения регрессии каждого рассмотренного элемента представлены ниже в табл. 6. Отрицательные значения у коэффициента х показывают, что содержание эле- мента обратно пропорционально плотности материала. Однако наклон кривой регрессии в большинстве случаев незначительный. Следовательно, зависимость содержания эле- мента от плотности фракции незначительная. По результатам исследований смоделирована схема переработки ЗШМ (рис. 10). Исходный ЗШМ поступает в гидроциклон 1, в котором проходит разделение материала
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 162С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е на фракции +0,01 мм и -0,01 + 0,0 мм. Фракция -0,01+0,0 мм направляется на извлечение магнитной фракции на высокоградиентный сепаратор 2. Фракция +0,01 мм направляется на грохот 3, где материал классифицируется по крупности -0,15 + 0,01 мм, материал крупностью +0,15 мм направляется в мельницу 4. Измельченный материал, предвари- тельно обработанный ПАА с добавлением центров флокуляции, подвергается магнитной сепарации на мокром магнитном сепараторе 5. Хвосты магнитной сепарации 2, 5 идут на флотацию сначала для извлечения угольного концентрата 6, а затем флотацию золотосо- держащего концентрата 7. Таблица 6 Уравнение регрессии распределения редких элементов по фракциям гравитационного разделения ЗШМ Элемент Уравнение регрессии Элемент Уравнение регрессии Y y = 0,781x+29,89 Be y= -0,115x+4,387 Zr y = -5,786x+155,141 Ge y = -0,544x+3,008 Eu y = -0,008x+1,378 Rb y = -21,638x + 103,339 Sr y = -213,086x+113,641 Ga y = -5,659x + 29,913 Рис. 10 – Принципиальная схема переработки ЗШМ ТЭЦ
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 163С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Камерный продукт сгущается 8, высушивается и направляется в печь 9 для обжига материала при температуре 700 о С с целью интенсификации дальнейшей кислотной экс- тракции алюминийсодержащих компонентов. Полученный материал направляется в ре- актор 10 на первую стадию кислотной экстракции с получением растворов калия и натрия. Кек экстракции идет на вторую стадию кислотной экстракции с получением рас- твора сульфата алюминия и железа 11, а также содержащий РЗЭ. Кек второй стадии экс- тракции представляет собой инертную массу, состоящую из кремнезема. Раствор второй стадии экстракции разделяют в экстракторе 12 для отделения концентрата РЗЭ и суль- фата алюминия и железа. Смесь сульфата железа и алюминия используется как товарный продукт для получения коагулянтов. Полученный угольный концентрат в дальнейшем используется как добавка для получения угольных брикетов. Концентрат железа, содержащий также хром, никель, мо- либден, ванадий, можно использовать в качестве сырья для металлургической промыш- ленности, получая при этом сплавы с определенными свойствами. Значительные объемы магнитных микросфер используются в цементной промышленности для корректировки железного модуля клинкера. Полученный алюмосодержащий продукт можно использо- вать в качестве коагулянта для очистки воды. При комплексной переработке ЗШМ целесообразно выделять РЗЭ из экстракта кислотного выщелачивания алюминийсодержащих компонентов селективными раство- рителями (высокомолекулярные кислоты – стеариновая, олеиновая, нафтеновая, а также первичные и третичные амины). Остатком комплексной переработки ЗШМ является инертная кремнийсодержа- щая масса, пригодная для использования в строительстве. Литература 1. Государственный доклад о состоянии и об охране окружающей среды Хаба- ровского края в 2007 году / под ред. Г.Е. Почеревина. – Хабаровск: РИЦ ХГАЭП, 2008. – 180 с. 2. Кармазин В.В. Магнитная регенерация и сепарация при обогащении руд и уг- лей / В.В. Кармазин, В.И. Кармазин, В.А. Бинкевич. – М: Недра, 1968. - 196 с. 3. Кармазин В.В. Магнитные, электрические и специальные методы обогащения полезных ископаемых / В.В. Кармазин, В.И. Кармазин. - Т. I. - М.: Изд-во МГГУ, 2005. - 672 с. 4. High-gradient magnetic separation of ultrafine particles with rod matrix [Text] / L. Chen [et al.] // Mineral Processing & Extractive Metal. – 2013. – Rev. 34. – P. 340 - 347. 5. Высокоградиентная магнитная сепарация черновых ильменитовых концентра- тов / Ю. И. Азбель и др. // Обогащение руд. – 2014. – № 5. – С. 18 - 21. 6. Прохоров К.В. Исследование переработки техногенного тонкодисперсного сы- рья с использованием магнитного обогащения / К.В. Прохоров, Т.Н. Александрова // Со- временные методы технологической минералогии в процессах комплексной и глубокой переработки минерального сырья: Плаксинские чтения-2012, г. Петрозаводск, 10 – 14 сентября 2012 г. – Петрозаводск: Карельский научный центр РАН, 2012. – С. 346 - 348. 7. Адлер Ю.Н. Планирование эксперимента при поиске оптимальных условий / Ю.Н. Адлер. – М.: Наука, 1976. – 279 с. 8. Андреев Г.Г. Курс лекций по химической гетерогенной кинетике: учеб. посо- бие / Г.Г. Андреев, А.Н. Дьяченко, О.Е. Пермяков. – Томск: Изд-во ТПУ, 2008. – 120 с. 9. Вылегжанина Е.В. Интенсификация способа извлечения недожога из золошла- ковых отходов / Е.В. Вылегжанина // Молодые ученые – Хабаровскому краю: материалы XVII краевого конкурса молодых ученых и аспирантов, Хабаровск, 15 - 23 янв. 2015 г. – Хабаровск: Изд-во Тихоокеан. гос. ун-та, 2015. – С. 150 – 153.
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е ТЕОРИЯ МАШИН И МЕХАНИЗМОВ
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 165С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е УДК 621.85.01 DOI: 10.18454/2313-1586.2017.01.165 Лубенец Николай Алексеевич кандидат технических наук, доцент кафедры транспортные системы и технологии, Національний гірничий університет, Украина, 49000, г. Днепропетровск, пр. Карла Маркса, 19 e-mail:lubenets_tatyana@ukr.net Лубенец Татьяна Николаевна аспирант кафедры транспортные системы и технологии, Національний гірничий університет e-mail:lubenets_tatyana@ukr.net ОБЩИЙ ЗАКОН О ТРЕНИИ ТЕЛ В РЕАЛИЗАЦИИ СИЛЫ ТЯГИ ТРАНСПОРТНЫМИ МАШИНАМИ С ГИБКИМ ТЯГОВЫМ ОРГАНОМ Lubenets Nick A. candidate of technical sciences, associate professor, Transport systems and technologies department, National Mining University, the Ukraine, 49000, Dnepropetrovsk, 19 Karl Marx, st. е-mail: lubenets_tatyana@ukr.net. Lubenetz Tatyana N. post-graduate student оf Transport systems and technologies department National Mining University е-mail: lubenetz_tatyana@ukr.net GENERAL LAW ON FRICTION IN REALIZATION THRUST FORCE BY TRANSPORT MACHINES WITH FLEXIBLE THRUST ELEMENT Аннотация: Установлено, что скольжение гибкого тела по неподвижному блоку в обобщенном виде пред- ставляется общепризнанными факторами тре- ния твердых тел: суммарной силой трения, ее молекулярной составляющей и нормальной реак- цией между телами, которые линейно связаны между собой с помощью коэффициента трения. Ключевые слова: трение, гибкое тело, натяже- ние, сила трения, нормальная реакция, коэффи- циент трения Abstract: It is determined that the flexible body sliding on fixed block is represented in a generalized form by friction solids factors that is by total friction force, its molecular component and normal reaction be- tween the bodies that are linearly linked together via friction coefficient. Key words: friction, flexible body, tension, the fric- tion force, normal reaction, the coefficient of fric- tion Общие законы, открытие которых является задачей науки, лежат в основе разви- тия нашей цивилизации. Законы дают представление о явлениях окружающего мира. Они обусловливают уровень образования специалистов и качество научных исследова- ний, способствуют развитию техники, созданию и эксплуатации машин, совершенство- ванию технологии производства и повышению его эффективности. В настоящее время на горных предприятиях для транспортирования основных и вспомогательных грузов широкое применение нашли стационарные машины с гибким тяговым органом. К указанным машинам относятся ленточные конвейеры, шахтные напочвенные дороги и некоторые подъемные машины, подвесные дороги и др. Проектирование и эффективная эксплуатация указанных машин невозможна без определения их тяговой способности и обоснования режимов эксплуатации. Рациональ- ные режимы эксплуатации машин способствуют экономии электроэнергии, повышению ресурса работы гибких тяговых органов, уменьшению себестоимости транспортирова- ния, увеличению производительностии безопасности их работы. Тяговая способность машин реализуется трением гибкого тягового органа о при- водной блок за счет его прижатия под действием усилий натяжения. Тяговые расчеты машин осуществляются с запасом по одному из усилий натяжения гибкого тягового ор- гана на приводном блоке в соответствии с действующим законом трения гибких тел – уравнением Эйлера 1775 г. [1 – 3]. При этом не учитывается другое усилие натяжения гибкого тягового органа на приводном блоке, от которого в совокупности с первым, как известно, зависит нормаль- ная реакция между телами, а следовательно, и тяговое усилие машины.
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 166С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Упомянутое уравнение Эйлера и его вывод, ставшие классическими, нашли все- общее признание во всем мире и до настоящего времени используются в образовании, научных исследованиях, в машиностроении и при эксплуатации транспортных машин. Однако, ввиду действовавших в период выводов уравнения Эйлера представлений о тре- нии тел и сохранении механической энергии, оно является приближенным [2, 4, 5]. В том числе оно не отвечает общепризнанным представлениям философов и ученых относи- тельно трения тел, которые сложились на протяжении столетий (работы Аристотеля, ав- торов законов трения тел Леонардо да Винчи, Амонтона, самого Эйлера и Кулона, под- твержденные исследователями) [6]. Следовательно, возникает сомнение относительно правильности представлений о трении гибких тел и методик определения тяговой способности машин, действующих в настоящее время. Указанное свидетельствует о недостаточном уровне знаний (в том числе получаемых в учебных заведениях) в области трения гибких тел, что приводит к ошибкам и неточностям в научных исследованиях и при проектировании транспортных машин, негативно сказывается на эффективности и безопасности эксплуатации машин и имеет большое научное и практическое значение. Поэтому авторы статьи в рамках консервативной механической системы осуще- ствили новый вывод результатов решения классической задачи Эйлера о скольжении гибкого тела по неподвижному блоку с учетом современных знаний о трении тел и со- хранении механической энергии в замкнутой механической системе [4, 5]. Целью статьи является обоснование правильности нового уравнения трения гиб- ких тел и условий реализации заданного тягового усилия трением гибкого тела по блоку. В первую очередь отметим некоторые закономерности, присущие общим зако- нам. Исследователи уже давно заметили проявление в окружающем мире подобия, за- ключающегося в похожести некоторых законов, описывающих взаимодействие влияю- щих факторов в различных явлениях, что свидетельствует об общности принципов явле- ний и их правильности. Например, описание взаимодействия в электромагнитном и в гравитационном полях и, как следствие, создание общей теории поля А. Эйнштейна. Следовательно, подобие и подавно должно проявляться в одной области знаний, напри- мер, при трении тел. Рассмотрим особенности трения тел по плоской и цилиндрической поверхности и попытаемся установить их общие элементы. Явление трения чрезвычайно сложное. Человечество начало сталкиваться с осо- бенностями трения тел на заре истории материального производства задолго до понима- ния его законов. Еще великий философ Аристотель (384 – 322 г. до н. э.) указывал, что трение тел есть сопротивление среды относительному перемещению (рис. 1). Рис. 1 – Расчетная схема скольжения твердых тел: Q – нормальная составляющая силы прижатия тел; N – нормальная реакция между телами, обусловленная контролируемым весом и силой прижатия; F – сила трения между телами; P – сила, приложенная к телу, равная силе трения F и поддерживающая равномерное движение одного тела относительно другого
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 167С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Сопротивление, которое возникает при трении, Аристотель считал зависящим от веса тела – нормальной составляющей силы прижатия или нормальной реакции между телами, обусловленной этой силой. Дадим более общую форму записи указанной функ- ции, не зависящей от условий относительного пространственного действия сил Q и P и угла наклона поверхности трения: ),(NFF  где F – сила трения между телами; N – нормальная реакция между телами; F(N) – зави- симость силы трения от нормальной реакции между телами. За нормальную реакцию между телами принята сила, действующая на механиче- скую систему со стороны другого тела по нормали к линии (поверхности) контакта при трении, без учета межмолекулярного взаимодействия, как принято при толковании (ана- литическом и графическом) господствующего закона трения тел Кулона [6]. В первых работах о трении тел Леонардо да Винчи (1452 – 1519) указывал на пря- мую пропорциональность сопротивления движению тел нормальной силе прижатия между телами или нормальной реакции, обусловленной силой прижатия: ,fNF  где f – коэффициент пропорциональности между силами. Коэффициент пропорциональности между этими силами – коэффициент трения f, равный отношению силы трения к нормальной реакции между телами. Исследования Леонардо да Винчи опередили работы его современников и отчасти поэтому были за- быты. Позже, независимо от этого, первый закон трения был вновь «открыт» француз- ским ученым Г. Амонтоном через 180 лет в 1699 г. Действующий закон трения гибких тел – уравнение трения гибких тел Эйлера, выведенное им в 1775 г. при решении задачи о скольжении гибкого тела (невесомой, нерастяжимой и абсолютно гибкой нити) по неподвижному блоку [2, 3] (рис. 2). Рис. 2 – Расчетная схема: S1, S2 – большая и меньшая силы, приложенные к концам гибкого тела (натяжения в сбегающей и набегающей на блок ветвях гибкого тела) при скольжении; r – радиус блока; φ – угол обхвата блока гибким телом Согласно уравнению Эйлера, при скольжении по неподвижному блоку гибкое тело под действием приложенных к его концам сил скользит в направлении большей силы, которая возникает между телами, а отношение большей силы к меньшей равно , 2 1   f e S S где S1, S2 – большая и меньшая силы, приложенные к концам гибкого тела (натяжения в сбегающей и набегающей на блок ветвях гибкого тела) при скольжении; f – коэффи- циент трения скольжения между гибким телом и блоком; φ – угол обхвата блока гиб- ким телом; efφ – тяговый фактор.
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 168С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Уравнение трения гибких тел получено в результате решения системы дифферен- циальных уравнений равновесия элементарного участка гибкого тела при скольжении по неподвижному блоку. Система уравнений включает два уравнения равновесия сил и за- кон трения тел Амонтона, включающий силу трения и нормальную реакцию между те- лами, которые в том числе связаны между собой посредством коэффициента трения [2, 3]:           , ;0 ;0 fdNdF dFdS i Px SdadN i Py где Рyі – силы, действующие на элементарный участок гибкого тела dl в направлении действия нормальной реакции; Pхi – силы, действующие на элементарный участок гиб- кого тела dl по касательной; dN – нормальная реакция между элементарным участком гибкого тела и блоком; S – натяжение гибкого тела в заданном сечении; da – элементар- ный угол обхвата блока, соответствующий элементарному участку гибкого тела длиной dl; dF – сила трения между элементарным участком гибкого тела dl и блоком. Попытаемся представить уравнение Эйлера с помощью силы трения и нормаль- ной реакции между телами. Сначала дадим пояснение понятия «нормальная реакция между гибким телом и блоком при скольжении». Сила прижатия гибкого тела к блоку вдоль линии контакта при скольжении обусловлена усилиями натяжения гибкого тела, и будет неодинаковой (рис. 2). Самая большая удельная сила нормального прижатия гибкого тела к блоку наблюдается в точке а и по линии контакта монотонно уменьшается к наименьшему зна- чению в точке б. При этом удельные силы направлены к блоку по нормали в каждой точке линии контакта. Удельные нормальные реакции вдоль линии контакта тел будут такими же, но направлены в противоположную сторону – от блока. Суммарная нормаль- ная реакция между телами равна суммарной силе прижатия гибкого тела к блоку и опре- деляется удельными нормальными реакциями по линии контакта тел. Теперь рассмотрим второе уравнение в системе дифференциальных уравнений равновесия: .dSdF  Таким образом, суммарная сила трения между телами равна разности усилий, приложенных к концам гибкого тела:   1 20 S S F dSdF ,21 SSF  где F– суммарная сила трения между гибким телом и блоком. Следовательно, уравнение Эйлера можно обобщить и представить с помощью силы трения между телами: )1(22221   eSSeSSSF или ).1()1( 12   ffff eSeeSFe Каждое из указанных выражений не содержит другого усилия натяжения гибкого тела на блоке, от которого в совокупности с первым усилием натяжения, как известно, зависит нормальная реакция между телами. Однако на практике в соответствии с этими выражениями ведут расчет тяговой способности машин по формулам [1]:
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 169С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е ; )1( T0 min2   f e kF S . )1( T0 min1     f f e ekF S где S2min – меньшая минимальная сила, приложенная к одному из концов гибкого тела при скольжении; S1min – большая минимальная сила, приложенная к другому из концов гибкого тела при скольжении; F0 – реализуемое тяговое усилие машины при сцеплении; kТ – коэффициент запаса тяговой способности машины (например, для ленточных кон- вейеров и шахтных напочвенных дорог коэффициент запаса составляет от 1,2 до 1,4 (от 20 до 40 % запаса), а для шахтных подъемных машин – 2,3 (130 % запаса)). То есть обобщенное уравнение Эйлера включает силу трения, но не содержит нор- мальной реакции между телами. Вместе с тем при выводе уравнения Эйлера оба пара- метра были включены в уравнения системы дифференциальных уравнений равновесия элементарного участка гибкого тела при скольжении. В 1779 г., после выводов Эйлера, французский физик Кулон установил новый закон трения, который господствует до настоящего времени. Он обнаружил, что коэффициент трения зависит от материала и шероховатости тел, длительности контакта и скорости скольжения. Несколько позже было установлено, что величина силы трения возрастает с увеличением скорости, а коэффициент трения убывает с увеличением усилия прижатия (реакции) между телами [6]. Аналитически зависимость силы трения от нормальной реакции между телами (с достаточной для практики точностью посредством коэффициента трения) показывает, что они связаны между собой линейной, но не прямо пропорциональной, как полагали Леонардо да Винчи и Амонтон, а двухпараметрической зависимостью:  tg0 NFF где F0 – сила трения между телами, когда нормальная реакция между телами равна нулю (один из параметров трения тел Кулона); tgβ – коэффициент пропорциональности между силой трения и нормальной реакцией между телами (второй из параметров трения тел Кулона); β – угол наклона зависимости между силой трения и нормальной реакцией. Анализ действовавших и действующих законов трения тел по плоскости показал, что они содержат одни и те же параметры трения тел – общепризнанные факторы трения тел, а именно силу трения и нормальную реакцию между телами, которые линейно свя- заны между собой посредством коэффициента пропорциональности (коэффициента тре- ния или параметров трения тел Кулона F0 и tgβ). Следовательно, реализуемая на плоскости сила тяги между конкретными телами регулируется величиной нормальной реакции между телами, что используется в само- ходных транспортных машинах, например рельсовых локомотивах, автомобилях и др. Однако уравнение Эйлера выходит за пределы общего характера законов трения плоских тел. В обобщенном виде уравнение Эйлера не содержит общепризнанного фак- тора трения – нормальной реакции между телами, а также не подтверждает линейной связи с силой трения. Вместе с тем понимание природы трения гибких тел, сложившееся у специали- стов, отвечает господствующему представлению о трении тел. Считается, что сила тре- ния между гибким телом и блоком, как отмечалось ранее, возникает в результате его прижатия к блоку под действием усилий натяжения гибкого тела [2, 3]. Однако в расче- тах тяговой способности машин указанное суждение не используется. Несмотря на несоответствие между уравнением Эйлера и данными практики, раз- личие между ним и действующими представлениями о трении плоских тел до недавнего времени считалось самым совершенным [2]. Авторами получено новое уравнение трения для идеального гибкого тела [4, 5]:
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 170С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е . 2 tg 21 c21         SS FSS  С учетом центробежных сил , 2 2 tg 2 21 c21           qvSS βFSS где q – линейная масса гибкого тела; v – скорость движения гибкого тела. Представим полученное уравнение в обобщенном виде с использованием обще- признанных факторов трения тел: силы трения и нормальной реакции между телами. Известно, что сила трения между телами равна разности усилий, приложенных к гибкому телу. Кроме того, из уравнения системы дифференциальных уравнений равно- весия гибкого тела SdadN  и daqvSdN )( 2  , учитывающего центробежную силу гибкого тела, определим нормальную реакцию между телами:    0 )( 0 daS N dN        0 , 2 21) 2 21( SS daSa SS N где S(а) – зависимость натяжения гибкого тела вдоль линии контакта с блоком [4, 5]. С учетом центробежных сил    0 2 0 ))(( daqvaSdN N . 2 2 )( 0 2 212 2 21         qvSS daqvSa SS N Отсюда в обобщенном виде уравнение трения гибких тел с использованием пара- метров трения Кулона будет таким: .tg 2 tg c 21 c NF SS FF          С учетом центробежных сил .tg 2 2 tg c 2 21 c NF qvSS FF             Обобщенное уравнение трения гибких тел с использованием коэффициента тре- ния , 2 tg 21c               SS ffNN N F F  где        tgc N F f С учетом центробежных сил . 2 2 tg 2 21c                 qvSS ffNN N F F  При этом двухпараметрическая линейная зависимость силы трения от нормаль- ной реакции между телами (новое уравнение гибких тел) формально-искусственно пере- водится в пропорциональную, как в случае трения плоских тел. В этом случае коэффи- циент трения является не постоянной величиной, а переменной. Он обратно пропорцио- нален нормальной реакции между телами, что отвечает практике. Следовательно, новые уравнения трения гибких тел в обобщенном виде, выра- женные с использованием традиционных и общепризнанных влияющих факторов (силы
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 171С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е трения и нормальной реакции между телами), совпадают с господствующим в настоящее время законом трения тел Кулона. Это указывает на общий характер закона трения тел Кулона, который распространяется на все тела, включая гибкие. Таким образом, условием реализации заданного тягового усилия трением гибкого тела по блоку также является достаточная нормальная реакция между телами, как в слу- чае реализации тягового усилия на плоскости: f FSS N 021 2 )(     и f FqvSS N 0 2 21 2 )2(     (с учетом центробежных сил). Или соответствующее суммарное усилие натяжения гибкого тела на приводном блоке:  N SS 2 )( 21  и 2 21 2 2 )( qv N SS   (с учетом центробежных сил), где f F N 0  . Указанные условия отвечают общим представлениям о трении плоских тел, явля- ются логичными, очевидными и понятными. Экспериментальное подтверждение правильности нового уравнения трения гиб- ких тел осуществляли на испытательном стенде путем определения фрикционных харак- теристик конвейерной ленты различными методами. В проведенном эксперименте срав- нивались оценки коэффициента трения конвейерной ленты с блоком и с телом, изготов- ленным из материала блока конвейера с заданной чистотой поверхности, а также силы трения и нормальной реакции между телами при скольжении по блоку. Определение фрикционных свойств осуществляли в соответствии с законом Амонтона, уравнением Эйлера и новым уравнением трения гибких тел. Испытательный стенд представлял собой короткий конвейер без роликоопор, кон- цевой блок которого затормаживается [4, 5]. Силу трения между конвейерной лентой и телом в соответствии с законом Амон- тона измеряли динамометром. При испытании тело было расположено на конвейерной ленте, охватывающей концевой блок, и балансировало в горизонтальной плоскости. В качестве тела использовался запасной отклоняющий блок. Условия испытаний: суммарное усилие натяжения конвейерной ленты (S1+ S2) – 3303 Н; угол обхвата барабана конвейерной лентой (φ) – 3,14 рад; скорость движения конвейерной ленты (v) – 1 м/с; масса тела (запасного отклоняющего блока) составляла 13,17 кг. В табл. 1 приведены оценки фрикционных характеристик конвейерной ленты при скольжении, определенных различными методами. Анализ экспериментальных данных показал, что коэффициент трения конвейер- ной ленты по новому уравнению трения гибких тел близок к показателю, определенному в соответствии с законом трения тел Амонтона (разница показателей составляет меньше 3 %), что указывает на их правильность. Коэффициент трения конвейерной ленты по блоку впервые определяли прямым методом как отношение силы трения к нормальной реакции между телами. Этот коэффициент был принят в качестве действительного зна- чения показателя. И наоборот, экспериментальные данные свидетельствуют о значительном отли- чии фрикционных характеристик конвейерной ленты, установленных согласно уравне- нию Эйлера, от действительных. Значение косвенного показателя коэффициента трения
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 172С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е конвейерной ленты на 14 и 17 % выше по сравнению с показателем согласно новому уравнению трения (действительным значением) и закону трения тел Амонтона, соответ- ственно. Таблица 1 Оценки фрикционных характеристик конвейерной ленты, определенных различными методами № Условия испытаний Фрикционные характеристики конвейерной ленты Скоростьдвиженияленты,v,м/с СилынатяжениялентыS1/S2,Н Массателаm,кг ДействительнаясилатренияFд, Н Уравнение Эйлера Новое уравнение трения Закон Амон- тона НормальнаяреакцияN, Н СилатренияF,Н Коэффициенттренияf НормальнаяреакцияN, Н СилатренияF,Н Коэффициенттренияf Коэффициенттренияf 1 1,0 2590/ 713 - 1877 - 1511 0,411 5186 1877 0,362 - 2 1,0 1651/ 1651 13,17 46,70 - - - - - - 0,352 Примечание. Испытание № 1 – определение фрикционных характеристик конвейерной ленты и блока. Испытание № 2 – определение коэффициента трения конвейерной ленты и тела. Значительное отличие косвенного коэффициента трения конвейерной ленты, определенного в соответствии с уравнением Эйлера, от действительного указывает на методическую ошибку, обусловленную приближенностью уравнения. Сила трения, возникающая между гибким телом и блоком, рассчитанная в соот- ветствии с новым уравнением трения, практически совпадает с ее действительным зна- чением. Она на 20 % выше силы трения, определенной в соответствии с уравнением Эй- лера, что свидетельствует об ошибочности действующего условия реализации заданного тягового усилия трением по блоку, используемого в тяговых расчетах машин. Кроме того, по новому решению задачи Эйлера нормальная реакция между лен- той и блоком составляет 5186 Н. В соответствии с выводами Эйлера нормальную реак- цию между телами прямым методом определить невозможно. Следовательно, результаты эксперимента согласуются с накопленными данными практики [2]. Выводы Таким образом, теоретически и экспериментально подтверждена правильность нового решения задачи Эйлера о скольжении гибкого тела по неподвижному блоку. Новое уравнение трения гибких тел впервые восстанавливает общепризнанное представление о прямом влиянии на силу трения нормальной реакции между телами, а также подтверждает их линейную связь между собой. Указанное свидетельствует, что действующий закона трения тел Кулона является общим, он распространяется на все тела, включая гибкие. Поэтому условием реализации заданного тягового усилия трением гибкого тела по блоку является достаточная нормальная реакция между телами при тре- нии тел по плоскости (что реализуется в самоходных машинах) или достаточное суммар- ное усилие предварительного натяжения гибкого тела на блоке.
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 173С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Новые знания расширяют наши представления о трении гибких тел, способствуют повышению уровня образования и прогрессу в научных исследованиях, обусловливают обоснование рациональных режимов эксплуатации существующих машин, создание но- вых машин и повышение их эффективности и безопасности. Литература 1. РТМ 24.093.04-80. Основные требования к проектированию ленточных конвей- еров общего назначения. – М.: ЦНИИТЭИтяжмаш, 1982. – 141 с. 2. Андреев А.В. Передача трением / А.В. Андреев. – М.: Машгиз, 1978. – 176 с. 3. Тарг С.М. Краткий курс теоретической механики: учеб. для вузов / С.М. Тарг. – 12-е изд. – М.: Высшая школа, 1998. – 416 с. 4. Лубенец Н.А. Новое решение задачи Эйлера о скольжении гибкого тела по неподвижному блоку / Н.А. Лубенец // Науковий вісник НГУ–Д. - 2014. –№ 3. – С. 45 - 53. 5 Лубенец Н.А. Влияние центробежных сил при трении гибких тел по барабану / Н.А. Лубенец, Т.Н. Лубенец // Проблемы недропользования [Электронный ресурс]: ре- цензируемое сетевое периодическое научное издание / ИГД УрО РАН. – 2014. –- № 2. – С. 102 -109. – Режим доступа: //trud.igduran.ru 6. Колчин Н.И. Механика машин. Т2. Кинетостатика и динамика машин. Трение в машинах / Н.И. Колчин - Л.: Машиностроение, 1972. - 456 с.
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е ТЕХНИКА БЕЗОПАСНОСТИ
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 175С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е УДК 622.271.332:624.131 DOI: 10.18454/2313-1586.2017.01.175 Мелихов Михаил Владимирович кандидат технических наук, научный сотрудник, Горный институт КНЦ РАН, 184209 г. Апатиты, Мурманская обл., ул. Ферсмана, 24 e-mail: mmelikhov@inbox.ru Мелихов Дмитрий Владимирович генеральный директор, ООО «Научно-производственная компания «ГеоПолимер»», 199106, г. Санкт-Петербург, ул. 22 линия В.О., д .3, корп.1, лит. М e-mail: info@geopolymer.spb.ru ОПЫТ ЗАЩИТЫ ЛЮДЕЙ ПРИ ПРОВЕДЕНИИ ИНЖЕНЕРНЫХ ИЗЫСКАНИЙ НА КАРЬЕРНЫХ УСТУПАХ Melikhov Mike V. candidate of technical sciences, researcher, The Mining Institute of Kola Scientific Center RAS, 184209, Murmansk Region, Apatite, 24 Fersman st. е-mail: mmelikhov@inbox.ru Melikhov Dmitry V. Director General, Research and production company JSC GeoPolimer, 199106, St. Petersburg, 22nd Line of V.I., 3, building 1 M е-mail: info@geopolymer.spb.ru EXPERIENCE OF PEOPLE PROTECTION CARRYING OUT ENGINEERING SURVEY ON PIT BENCHES Аннотация: Приведены общие сведения об условиях эксплуа- тации карьера «Железный» АО «Ковдорский ГОК»; проанализировано влияние климатиче- ских и гидрогеологических факторов на устой- чивость уступов карьера; приведена информа- ция о деформации уступа, проявившейся на труднодоступном участке карьера вблизи транспортной бермы; описан опыт по защите людей от падающих камней путем монтажа сетчатой крепи для проведения инженерных изысканий по изучению зоны деформации уступа; показаны результаты георадарного об- следования зоны деформации уступа. Ключевые слова: деформация уступа, падение камней, защита людей от камней, временная крепь, противокамнепадная сетка, промышлен- ный альпинизм, инженерные изыскания Abstract: General information on service conditions of the"Iron" pit by JSC Kovdorsky GOK is given; the influence of climatic and hydro-geological factors on pit benches stability are analyzed; the infor- mation on bench deformation shown in a remote site of a pit near a transport berm is cited. The practice of people protection from rock fall by mesh support arrangement for carrying out engineering survey on studying the bench deformation zone is described. The results of geo-radar inspection of a bench de- formation zone are shown. Key words: bench deformation, rock fall, people protection from rock fall, preliminary support, rock net, industrial mountaineering, engineering surveys Карьер «Железный» АО «Ковдорский ГОК» разрабатывает комплексное место- рождение магнетит-апатит-бадделеитовых руд открытым способом. Их добыча ведется методом циклично-поточной технологии. Проектная глубина карьера при устойчивых углах наклона бортов 31÷60º составляет 810 м (фактическая –450 м). На его текущем контуре отстраиваются сдвоенные 24-метровые уступы с откосами до 75º, а на конечном – сдвоенные 30-метровые уступы с вертикальными откосами. Постановка уступов в ко- нечное положение производится по щадящей технологии с применением контурного взрывания и скважин уменьшенного диаметра в сочетании с низкоэнергетическими ти- пами взрывчатых веществ. На карьере ведется мониторинг состояния его уступов и бор- тов и выхода подземных вод на их поверхности (АО «Гипроруда», 2011). Район месторождения характеризуется умеренно-континентальным климатом. По данным метеостанции «Ковдор» переход от отрицательных температур к положи- тельным происходит в конце апреля – начале марта, от положительных к отрицательным – в начале октября (рис. 1 а). Продолжительность периода снеготаяния достигает 40 дней. В течение зимы возможны аномальные оттепели. В год выпадает 533 – 630 мм осадков (30 % в виде снега, остальные в виде дождя). Большая часть осадков выпадает в
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 176С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е июле (71 мм). Снежный покров устанавливается в октябре. Наибольшая глубина промер- зания почвы составляет 1,16 – 1,2 м [1]. Рис. 1 – Климатические (а) [1] и гидрогеологические (б) особенности эксплуатации карьера АО «Ковдорский ГОК» (по данным АО «МГРЭ») Обводненность карьера (рис. 1 б) обусловлена фильтрацией вмещающих пород через четвертичные отложения, зоны дезинтеграции, верхней трещиноватости зоны скальных пород со стороны водообильных зон речных долин, акватории близлежащего озера Ковдоро и хвостохранилища по водопроводящим зонам тектонических разломов. В бортах карьера, преимущественно на верхних уступах, постоянно идет высачивание подземных вод. Степень перехвата подземных вод действующей системой осушения ка- рьера отличается заметной стабильностью: ее значения за длительный период измени- лись от 45 до 62 % (АО «Гипроруда», 2011). Климатические и гидрогеологические условия, в которых эксплуатируется карьер «Железный» АО «Ковдорский ГОК», способствуют ухудшению устойчивости его усту- пов и бортов до критического состояния. Их влияние обусловлено тем, что в период от- тепели в системах трещин породного массива происходят циклично повторяющиеся про- цессы смерзания-оттаивания воды, которые приводят к подвижке отдельных блоков гор- ных пород относительно друг друга и, как следствие, к разупрочнению породного мас- сива на локальных участках карьера [2, 3]. Эти процессы нередко протекают с интенсив- ным выпадением кусков породы из откосов уступов, что может представлять опасность для людей и карьерной техники [4, 5]. При обильном водонасыщении систем трещин на критичные смещения блоков горных пород указывают значения модуля Юнга и коэффи- циента Пуассона, которые, по мнению экспертов АО «МГРЭ», существенно изменяются: первый показатель снижается, а второй – повышается до предельных значений. Как пра- вило, крупные по масштабу деформации бортов, сопровождающиеся обрушением группы уступов, происходят на карьере именно в период обильного водонасыщения си- стем трещин (в июне – сентябре). Один из последних случаев опасного смещения блоков пород под воздействием вышеприведенных факторов произошел в апреле 2015 г. на гор. +40 ÷ +70 м южного борта карьера вблизи транспортной бермы (рис. 2). По данным службы мониторинга устойчивости уступов (СМУУ) АО «Ковдорский ГОК» деформация уступа проявилась в виде образования закола горных пород и его частичного обрушения в средней части. Она отнесена к разряду плоскостных, и ее предполагаемые размеры составили следую- щие значения: по фронту 15 м, по глубине 1,5 – 2 м, по высоте 20 м, по объему около 500 м³. Горные породы на данном участке представлены ийолитами и карбонатитами с низкой и средней трещиноватостью, пронизанными жилами и прожилками карбонати- тов. Постановка уступа осуществлялась с применением технологии предварительного щелеобразования, и деформация проявилась после шести месяцев его стояния. Фактиче- ские параметры уступа после его частичного обрушения не изменились: высота 30 м,
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 177С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е угол откоса 75º и ширина бермы (предохранительной) 10 м. Причиной деформации уступа явилось наличие в приконтурном массиве, в зоне воздействия взрыва, плоскости ослабления, неблагоприятно ориентированной в сторону рабочего пространства, а также высокая обводненность горных пород. Согласно «Правилам безопасности при ведении горных работ и переработке твер- дых полезных ископаемых» (приказ № 599 Федеральной службы по экологическому, технологическому и атомному надзору от 11.12.2013 г.) на АО «Ковдорский ГОК» изна- чально принято решение об ограничении движения карьерной техники по транспортной берме гор. +40 м и ликвидации образовавшегося закола. Рис. 2 – Проявление деформации уступа на карьере «Железный» АО «Ковдорский ГОК» вблизи транспортной бермы гор. +40 ÷ +70 м: а – фото деформации уступа; б – схема по профилю борта В ликвидации закола принимали участие специалисты ООО «НПК «ГеоПоли- мер»» и Горного института КНЦ РАН по запатентованной ими технологии посредством промышленного альпинизма. При этом проведены мероприятия по доставке людей, ин- струментов и материалов, а также по обеспечению безопасности работ. Первое связано с отсутствием доступа спецтехники к месту производства работ, а второе – с риском про- извольного обрушения закола при нахождении на нем людей, а также с интенсивным выпадением камней из откосов вышележащих уступов и наличием крупных обломков горной породы, неустойчиво лежащих на бермах гор. +94 и +118 м. Доставка людей, инструментов и материалов на гор. +70 м осуществлялась с по- мощью строительного крана, размещенного на транспортной берме гор. +40 м вне зоны деформации, а также с транспортной бермы гор. +118 м методами промышленного аль- пинизма. Безопасность людей при риске обрушения закола обеспечивалась с помощью альпинистского снаряжения и страховки, а от падающих камней – с помощью временной крепи. Опираясь на законы механики движения тела для конкретных условий, установ- лено, что камень массой всего 0,23 кг, свободно падающий с 24-метрового уступа на го- лову человека, защищенную строительной каской (при среднем росте человека в каске 1,8 м), способен причинить вред его здоровью. Однако при визуальном осмотре берм и откосов (рис. 3) выявлено, что самые крупные скальные обломки имеют массу около 840 кг (объем 0,294 м³). В свободном падении такие куски породы способны развивать ско- рость 21,7 м/с, а кинетическая энергия их движения составит 198 кДж, что значительно превышает защитную способность строительной каски, которая составляет всего 50 Дж [6]. а) б)
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 178С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Рис. 3 – Состояние предохранительной бермы гор.+70 м до начала производства работ Для защиты людей от падающих камней с гор. +118 до +70 м сооружена времен- ная крепь на основе сетчатой завесы с конструкцией улавливающего типа (рис. 4). По завершению работ проектом предусматривался ее демонтаж. Предварительно произво- дилась ручная оборка откосов и зачистка берм от представляющих опасность обломков горных пород. Несущими элементами сетчатой завесы служили набивные анкеры (31 шт.) из стальной арматуры периодического профиля А3 класса А500С (СТО АСЧМ 7-93, ТУ 14-5254-2006) диаметром 32 мм и длиной 1,5 м, которые устанавливались на транс- портной берме гор. +118 м. Кроме того, они использовались в качестве станций для аль- пинистской страховки. Допустимое сдвигающее усилие каждого элемента принималось 232 кН. Между собой анкеры соединялись б/у швеллерами 18П (У) (ГОСТ 8240-97) из стали 09Г2С, а места их сопряжений приваривались ручной сваркой. Рис. 4 – Использование временной крепи на основе сетчатой завесы с конструкцией улавливающего типа на карьере АО «Ковдорский ГОК» (ООО «НПК «ГеоПолимер»» и Горный институт КНЦ РАН) В качестве покровного материала выбрана шестиугольная металлическая сетка двойного кручения 8х10-3,0-03-2500 (ТУ 14-178-351-98), предназначенная для защиты
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 179С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е крутых склонов от камнепадов. В рассматриваемых условиях разрывного усилия одной ячейки, равного 53 кН, достаточно для того, чтобы выдержать динамический удар о сетку куска породы массой 684 кг (0,238 м³) при кинетической энергии его движения 161 кДж. Возникающие при этом сила удара скального обломка о сетку и растягивающее усилие в проволоке составят 52 и 40,8 кН, соответственно. Стоит отметить, что сетку двойного кручения можно использовать в качестве вре- менной или постоянной крепи в виде самостоятельного элемента конструкции или до- полнительного в других сооружениях. Однако, несмотря на приемлемую улавливающую способность данной сетки, ее применение целесообразно только для защиты от неболь- ших камней или при условии, что перед ее монтажом производится оборка откосов от крупных обломков горных пород. Обусловлено это тем, что при взаимодействии сетки двойного кручения с камнем нагрузка приходится на локальную точку и в силу ее кон- струкции не перераспределяется по всей площади. В результате это приводит к повре- ждению проволоки в точке удара, вследствие чего сетка не способна многократно вы- держивать максимальную нагрузку. Поэтому при падении крупных кусков породы целе- сообразно использовать другие противокамнепадные сооружения, более предрасполо- женные к упругим нагрузкам. В настоящее время в этом направлении предпочтение от- дается кольчужным сеткам с улавливающей способностью от 100 до 8500 кДж. После организации мер безопасности осуществлено взрывание закола наклад- ными зарядами. В качестве ВВ использовался тротил, а места его закладки располагались на берме гор. +70 м. Однако это не привело к принудительному обрушению закола, и впоследствии на горном предприятии приняли решение о проведении инженерных изыс- каний для детального изучения его параметров. После контрольного осмотра состояния откосов и берм, а также противокамне- падной сетки Д.А. Максимовым, А.Ю. Демахиным и др. под руководством А.И. Калаш- ника (ГоИ КНЦ РАН) при непосредственном участии сотрудников ООО «НПК «ГеоПо- лимер»» выполнено георадарное обследование зоны деформации уступа. Данный метод дает возможность при определенных условиях (у метода есть ограничения), не прибегая к бурению скважин, оперативно получить информацию о наличии и параметрах струк- турных неоднородностей [7, 8]. Обследование проводилось измерительными приборами RAMAC GPR и ЛОЗА-1В по профилям (рис. 5): продольным на берме (профили № 1 и 2); поперечным на берме (профили № 3) и поперечным на откосе уступа (профили № 4). Рис. 5 – Схема профилирования участка (вид в плане) (А.И. Калашник, Д.А. Максимов, А.Ю. Демахини др., ГоИ КНЦ РАН, 2015)
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 180С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Рис. 6 – Радарограмма по результатам георадарного обследования: а, б, в и г – по профилю № 1, 2, 3 и 4, соответственно (А.И. Калашник, Д.А. Максимов, А.Ю. Демахини др., ГоИ КНЦ РАН, 2015) По результатам георадарного зондирования бермы и откоса построены радаро- граммы (рис. 6), на основе которых интерпретирована верхняя граница закола с глубиной залегания от 5 до 6,5 м. В пределах границ трассы по профилям № 1 – 3 (рис. 6 а – в) не выявлены признаки сужения закола и сделано заключение о его расширении вглубь мас- сива. При этом выделение структурных неоднородностей по результатам профилирова- ния откоса № 4 оказалось невозможным из-за большого количества помех на радаро- граммах (рис. 6 г), обусловленных сложностями соблюдения методик проведения геора- диолокационного обследования. Для более детальной интерпретации результатов исследований ООО «НПК «Гео- Полимер»» и Горным институтом КНЦ РАН предложено доизучение зоны деформации уступа геологическими и геомеханическими методами, а для обеспечения безопасности перемещений карьерной техники по транспортной берме гор. +40 м – организация не- прерывного мониторинга ее состояния. Выводы и рекомендации Приведенный опыт ООО «НПК «ГеоПолимер»» и Горного института КНЦ РАН показал возможность проведения инженерных изысканий на труднодоступных участках карьера в сложных условиях посредством промышленного альпинизма с соблюдением требований безопасности при организации работ. По результатам выполненных исследований сделаны следующие основные вы- воды и рекомендации:
ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 181С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е - при проведении инженерных изысканий в зоне риска падения камней на людей необходимо обеспечить их безопасность, что может достигаться с помощью монтажа временной крепи на основе сетчатых завес с конструкцией улавливающего типа; - применение сеток двойного кручения целесообразно только для защиты людей от небольших камней. При интенсивном осыпании уступов, сопровождаемом выпаде- нием крупных обломков горных пород, использование кольчужных сеток предпочти- тельнее сеток двойного кручения; - перед монтажом противокамнепадных сеток рекомендуется производить оборку откосов и очистку берм, что значительно снизит количество и объемы потенциально па- дающих кусков породы, и, следовательно, ударную нагрузку на защитное сооружение; - при обследовании крупных заколов существует риск их произвольного обруше- ния вместе с находящимися рядом людьми, поэтому безопасность людей в этом случае рекомендуется обеспечивать с помощью альпинистского снаряжения и страховки, несу- щие элементы которой следует устанавливать на вышележащем уступе (берме); - георадарное зондирование откоса не позволяет четко выделить структурную не- однородность вследствие невозможности соблюдения методик проведения исследова- ний. Георадарное обследование участка развития деформации уступа рекомендуется до- полнять геофизическими или геологическими методами для проверки и получения более достоверной информации; - при организации мероприятий по обследованию и ликвидации крупных заколов необходимо вести непрерывный мониторинг их состояния, а при выявлении прогресси- рующих во времени смещений горных пород работы следует остановить, а людей и тех- нику вывести из опасной зоны. Литература 1. Климат-Ковдор // Электронные библиотеки [Электронный ресурс] – Режим до- ступа: URL: http://ru.climate-data.org/location/30585/ 2. Решетняк С.П. Обеспечение безопасности карьерного технологического обо- рудования при риске деформаций уступов, поставленных на предельный контур / С.П. Решетняк, М.В. Мелихов // Глубокие карьеры: сборник докладов Всероссийской научно-технической конференции с международным участием. – Апатиты; СПб., 2012. – С. 424 - 428. 3. Фокин В.А. Проектирование и производство буровзрывных работ при поста- новке уступов в конечное положение на предельном контуре глубоких карьеров / В.А. Фокин. – Апатиты: Изд-во КНЦ РАН, 2003. – 231 с. 4. Мелихов М.В. Защита технологических участков карьера от негативных по- следствий процесса деформации породного массива / М.В. Мелихов // Информационные технологии сбалансированного природопользования поддержки: сборник трудов VI научно-практической конференции (школы-семинара) молодых ученых. – Апатиты: КНЦ, 2011. – С. 67 - 71. 5. Мелихов М.В. Обоснование конструкции и технологии формирования проект- ных бортов рудных карьеров с использованием анкерно-тросово-сетчатых завес: дис. ... канд. техн. наук / М.В. Мелихов. – Апатиты, 2014. – 141 c. 6. ГОСТ Система стандартов безопасности труда. Строительство. Каски строи- тельные. Введ. 1985-01-01. - М.: ИПК Изд-во стандартов, 2006. - 7 с. 7. Калашник А.И. Георадарное исследование геолого-структурного строения ра- бочего уступа карьера / А.И. Калашник, А.Ю. Дьяков // Изв. вузов. Горный журнал. – 2015. – № 6. – С. 73 - 78. 8. Исследования георадарами структуры и текущего состояния горных пород, слагающих уступы основного карьера Ковдорского ГОКа / А.И. Калашник, Д.В. Запоро- жец, А.Ю. Дьяков, С.В. Казачков, В.А. Сохарев // Горный журнал. – 2014. – № 4. – С. 60 - 64.

More Related Content

PDF
Проблемы недропользования. 2016. Выпуск 1 (8).
igdweb
 
PDF
Проблемы недропользования. 2016. Выпуск 2 (9).
igdweb
 
PDF
Проблемы недропользования. 2015. Выпуск 1 (4)
igdweb
 
PDF
Проблемы недропользования. 2016. Выпуск 3 (10).
igdweb
 
PDF
Проблемы недропользования. 2015. Выпуск 4 (7).
igdweb
 
PDF
Проблемы недропользования. 2015. Выпуск 3 (6).
igdweb
 
PDF
Проблемы недропользования. 2014. Выпуск 1.
igdweb
 
PDF
Проблемы недропользования. 2015. Выпуск 1 (4).
mikhail-66
 
Проблемы недропользования. 2016. Выпуск 1 (8).
igdweb
 
Проблемы недропользования. 2016. Выпуск 2 (9).
igdweb
 
Проблемы недропользования. 2015. Выпуск 1 (4)
igdweb
 
Проблемы недропользования. 2016. Выпуск 3 (10).
igdweb
 
Проблемы недропользования. 2015. Выпуск 4 (7).
igdweb
 
Проблемы недропользования. 2015. Выпуск 3 (6).
igdweb
 
Проблемы недропользования. 2014. Выпуск 1.
igdweb
 
Проблемы недропользования. 2015. Выпуск 1 (4).
mikhail-66
 

What's hot (20)

PDF
Проблемы недропользования. 2015. Выпуск 2 (5).
igdweb
 
DOC
№3234 10.09.10
Airat Yusupov
 
PPTX
Olympic games in 2014
CKIF303
 
PDF
National 16 p2
National Association of Scientists
 
PDF
Проблемы недропользования. 2017. Выпуск 2 (13).
igdweb
 
PDF
Атлас Пермского края
Антон Толмачев
 
PDF
Eesj 2 2
East European Research Alliance
 
PDF
Mir 10
edinayass
 
DOC
с п и с о к трудов джалилова с.а. (3)
Dzalilov Soslan
 
PDF
Газета "Грани культуры" №10, 2013 год
6ocukoM
 
PDF
034 023 proreutov_1-8 v5
proreutov
 
PDF
Mir 3
edinayass
 
PDF
20140422 № 269-пр о комиссии по отбору кандидатовна стипендию им. е.е.горина
Денис Ефремов
 
PDF
Nazaret book partial_2
ozerov
 
PDF
Газета "Грани культуры" №13, 2013 год
6ocukoM
 
PDF
VOL-1-No-10-10-2017
The scientific heritage
 
PPTX
Привет
ssan1
 
PDF
план мероприятий по 150 летию вернадского 13.02.06-150-вернадский
Ecolife Journal
 
PPT
Презентация_Музей народного образования_ДЮЦ УКМО
ice-age
 
PDF
№4
6ocukoM
 
Проблемы недропользования. 2015. Выпуск 2 (5).
igdweb
 
№3234 10.09.10
Airat Yusupov
 
Olympic games in 2014
CKIF303
 
National 16 p2
National Association of Scientists
 
Проблемы недропользования. 2017. Выпуск 2 (13).
igdweb
 
Атлас Пермского края
Антон Толмачев
 
Eesj 2 2
East European Research Alliance
 
Mir 10
edinayass
 
с п и с о к трудов джалилова с.а. (3)
Dzalilov Soslan
 
Газета "Грани культуры" №10, 2013 год
6ocukoM
 
034 023 proreutov_1-8 v5
proreutov
 
Mir 3
edinayass
 
20140422 № 269-пр о комиссии по отбору кандидатовна стипендию им. е.е.горина
Денис Ефремов
 
Nazaret book partial_2
ozerov
 
Газета "Грани культуры" №13, 2013 год
6ocukoM
 
VOL-1-No-10-10-2017
The scientific heritage
 
Привет
ssan1
 
план мероприятий по 150 летию вернадского 13.02.06-150-вернадский
Ecolife Journal
 
Презентация_Музей народного образования_ДЮЦ УКМО
ice-age
 
№4
6ocukoM
 
Ad

Similar to Проблемы недропользования. 2017. Выпуск 1 (12). (6)

PDF
Проблемы недропользования. 2014. Выпуск 2.
igdweb
 
PDF
Проблемы недропользования. 2016. Выпуск 4 (11).
igdweb
 
PDF
Norwegian Journal of development of the International Science №12 part 1
Norwegian Journal of development of the International Science
 
PDF
Проблемы недропользования. 2014. Выпуск 3.
igdweb
 
PDF
сборник статей
Marketingcenter
 
PPT
МГРИ РГГРУ 2013
ForumRosatom
 
Проблемы недропользования. 2014. Выпуск 2.
igdweb
 
Проблемы недропользования. 2016. Выпуск 4 (11).
igdweb
 
Norwegian Journal of development of the International Science №12 part 1
Norwegian Journal of development of the International Science
 
Проблемы недропользования. 2014. Выпуск 3.
igdweb
 
сборник статей
Marketingcenter
 
МГРИ РГГРУ 2013
ForumRosatom
 
Ad

Проблемы недропользования. 2017. Выпуск 1 (12).

  • 1. Сетевое периодическое научное издание ISSN 2313-1586 Выпуск 1 Екатеринбург 2017 16+
  • 2. Сетевое периодическое научное издание ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ Учредитель – Федеральное государственное бюджетное учреждение науки Институт горного дела Уральского отделения РАН № государственной регистрации Эл № ФС77-56413 от 11.12.2013 Выходит 4 раза в год только в электронном виде РЕДАКЦИОННАЯ КОЛЛЕГИЯ: С.В. Корнилков, д.т.н., проф., директор ИГД УрО РАН, г. Екатеринбург - главный редактор В.М. Аленичев, д.т.н., проф., г.н.с., ИГД УрО РАН, г. Екатеринбург – зам. главного редактора Члены редакционной коллегии: Н.Ю. Антонинова, к.т.н., заведующая лабораторией ИГД УрО РАН, г. Екатеринбург А.А. Барях, д.т.н., проф., директор ГИ УрО РАН, г. Пермь Н.Г. Валиев, д.т.н., проф., проректор по науке УГГУ, г. Екатеринбург С.Д. Викторов, д.т.н., проф., заместитель директора ИПКОН РАН, г. Москва С.Е. Гавришев, д.т.н., проф., директор ИГД и Т, МГТУ, г. Магнитогорск А.В. Глебов, к.т.н., заместитель директора ИГД УрО РАН, г. Екатеринбург С.Н. Жариков, к.т.н., с.н.с., ИГД УрО РАН, г. Екатеринбург А.Г. Журавлев, к.т.н., с.н.с., ИГД УрО РАН, г. Екатеринбург В.С. Коваленко, д.т.н., проф., заведующий кафедрой МГГУ, г. Москва В.А. Коротеев, д.т.н., проф., академик, советник РАН ИГГ УрО РАН, г. Екатеринбург М.В. Курленя, д.т.н., проф., академик, директор ИГД СО РАН, г. Новосибирск С.В. Лукичев, д.т.н., проф., заместитель директора ГоИ КНЦ РАН, г. Апатиты В.В. Мельник, к.т.н., заведующий лабораторией ИГД УрО РАН, г. Екатеринбург И.Ю. Рассказов, д.т.н., директор ИГД ДВО РАН, г. Хабаровск И.В. Соколов, д.т.н., заведующий лабораторией ИГД УрО РАН, г. Екатеринбург С.М. Ткач, д.т.н., директор ИГДС СО РАН, г. Якутск С.И. Фомин, д.т.н., проф. кафедры, НМСУ «Горный», г. Санкт-Петербург А.В. Яковлев, к.т.н., заведующий лабораторией ИГД УрО РАН, г. Екатеринбург В.Л. Яковлев, д.т.н., проф., чл.-корр., советник РАН, ИГД УрО РАН, г. Екатеринбург Издатель: Федеральное государственное бюджетное учреждение науки Институт горного дела Уральского отделения РАН Все статьи проходят обязательное рецензирование Адрес редакции: 620075, г. Екатеринбург, ул. Мамина-Сибиряка, д. 58, тел. (343)350-35-62 Сайт издания: trud.igduran.ru Выпускающий редактор: О.В. Падучева Редактор: О.А. Истомина Компьютерный набор и верстка: Т.Н. Инякина, Т.Г. Петрова Верстка сайта: М.В. Яковлев 16+
  • 3. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ № 1, 2017 г. 3С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Уважаемые читатели! 28 - 30 марта 2016 г. Институтом горного дела УрО РАН была проведена юбилей- ная X Всероссийская молодежная научно-практическая конференция по проблемам недропользования с участием иностранных ученых. В работе конференции приняли участие более 70 человек, представляющих 14 академических, отраслевых и учебных институтов, производственных предприятий России: Горный Институт КНЦ РАН, г. Апатиты, Мурманская обл.; Национальный ми- нерально-сырьевой университет "Горный", Санкт-Петербург; ИГД УрО РАН, Екатерин- бург; Самарский государственный технический университет; Томский Политехнический университет; Институт геомеханики и освоения недр НАН КР, Кыргызстан, г. Бишкек; Уральский государственный горный университет, г. Екатеринбург; ООО «Нитро-Техно- логии Саяны», Красноярский край, г. Красноярск; ИГД ДВО РАН, г. Хабаровск; ГВУЗ «Национальный горный университет», Украина, г. Днепропетровск; ИГД СО РАН, г. Новосибирск; АО «Ковдорский ГОК», г. Апатиты; ЕвроХим – АО «Ковдорский ГОК», г. Апатиты; Институт геофизики УрО РАН, г. Екатеринбург. Регламент конференции включал в себя научную школу для молодых ученых и работу общей секции («Геотехнология, геоэкология, геоэкономика» и «Геомеханика, разрушение горных пород»). На протяжении всей работы конференции был организован телемост с Горным институтом КНЦ РАН. Научная школа для молодых ученых по основным направлениям исследований, обсуждаемым в рамках программы конференции (геотехнология, геомеханика, геоэко- логия, геофизика, геология, основные тенденции развития горной промышленности в России), организована в виде лекционных докладов ведущих специалистов Уральского отделения РАН и КНЦ РАН. Были заслушаны выступления член-корр. РАН Яковлева В.Л.; д.т.н., проф. Корнилкова С.В. (Институт горного дела УрО РАН); д.т.н. Селиванова Е.Н. (Институт металлургии УрО РАН); акад. РАН Вотякова С.Л.; к.т.н. Наговицына О.В. (Горный институт Кольского научного центра РАН). В работе общих секций «Геотехнология, геоэкология, геоэкономика» и «Геомеха- ника, разрушение горных пород» приняли участие около 60 молодых специалистов ор- ганизаций и предприятий горного профиля Екатеринбурга, Апатитов и других городов Российской Федерации и ближнего зарубежья. Было заслушано около 50 докладов на следующие темы: • развитие безлюдной добычи минерального сырья; • проветривание шахт и кондиционирование рудничного воздуха; • проблемы устойчивости бортов карьеров; • проблемы выбора вида карьерного транспорта; • новые методы комплексной переработки золошлакового материала; • исследования фрактальных характеристик на контуре подземных горных выработок. Были затронуты и другие темы, касающиеся добычи и переработки полезных ископае- мых. Председатель Совета молодых ученых ИГД УрО РАН Князев Д.Ю.
  • 4. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ № 1, 2017 г. 4С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Содержание ГЕОТЕХНОЛОГИЯ Билин А.Л., Наговицын Г.О. Обоснование подхода к расчету параметров циклического развития рабочей зоны карьера при применении срезаемых рудоспусков ………………. 6 Журавлева О.Г. Кластеризация сейсмических событий в условиях удароопасных месторождений Хибинского массива ……………………………………………………………………….. 14 Никитин И.В. Оптимизация параметров вскрытия при подземной разработке подкарьерных запасов кимберлитового месторождения ………………………………………………….. 21 Барановский К.В., Антонов В.А., Соколов И.В. Закономерности изменения потерь и разубоживания в комбинированной системе подземной добычи кварцевого сырья …………………... 29 Громов Е.В. Обоснование возможности реконструкции подземной транспортной схемы рудника при переходе на перспективные способы транспортирования руды (на примере гор.+170 м Кукисвумчоррского месторождения) ……………………………………………. 38 Павлишина Д.Н., Шумилов П.А., Терещенко С.В. Разработка инструмента формирования эффективных технологических схем стабилизации качества рудопотока ……………………………….. 48 ГЕОМЕХАНИЧЕСКИЕ ИССЛЕДОВАНИЯ Вязовкина А.О. О корректности прогноза толщин и пористости пластов-коллекторов, определяемых по материалам сейсморазведки …………………………………………………………….. 56 Кузнецов Н.Н. Исследование влияния обводненности на энергонасыщенное состояние иерархично-блочной геологической среды ………………………………………………………………… 64 Терешкин А.А., Мигунов Д.С., Аникин П.А., Гладырь А.В., Рассказов М.И. Оценка геомеханического состояния ударноопасного массива горных пород по данным локального геоакустического контроля ………………………………………………………...................... 72 Прищепа Д.В. Обоснование моделей напряженно-деформированного состояния трещиноватого породного массива …………………………………………………………………………. 81 Франц В.В. Исследование фрактальных характеристик трещиноватости для прогноза прочности и устойчивости породного массива ……………………………………………… 89 Харисов Т.Ф., Князев Д.Ю. Закономерности деформирования породных стенок ствола в процессе продвижения забоя в условиях запредельного напряженно-деформированного состояния массива ….. 96 Сидляр А.В., Потапчук М.И. Обоснование параметров скважинной разгрузки массива горных пород Николаевского полиметаллического месторождения, опасного по горным ударам ...….. 102 РАЗРУШЕНИЕ И МЕХАНИКА ГОРНЫХ ПОРОД Алениче И.А. Обоснование параметров взрывной отбойки обводненных апатит-нефелиновых руд … 112 МОДЕЛИРОВАНИЕ Камянский В.Н. Моделирование взрыва скважинных зарядов в среде ANSYS ………………………… 119 Корниенко А.В. Опыт применения параллельных вычислений в алгоритмах системы MINEFRAME ... 127 Дмитриев С.В. Моделирование напряженно-деформированного состояния массивов горных пород с учетом неоднородности …………………………………………………………………… 132 Семин М.А., Левин Л.Ю. Разработка методики моделирования аэрологических процессов в рудничных вентиляционных сетях при реверсировании главных вентиляторных установок ………. 138 ЭКОЛОГИЯ И ПЕРЕРАБОТКА МИНЕРАЛЬНОГО СЫРЬЯ Соломеин Ю.М., Никитин И.В. Определение эколого-экономической эффективности освоения Естюнинского месторождения на основе экономико-математического моделирования …….. 146 Прохоров К.В., Александрова Т.Н. Разработка методов комплексной переработки золошлакового материала ……………………………………………………………………………………. 154 ТЕОРИЯ МАШИН И МЕХАНИЗМОВ Лубенец Н.А., Лубенец Т.Н. Общий закон о трении тел в реализации силы тяги транспортными машинами с гибким тяговым органом ……………………………………………………. 165 ТЕХНИКА БЕЗОПАСНОСТИ Мелихов М.В., Мелихов Д.В. Опыт защиты людей при проведении инженерных изысканий на карьерных уступах ………………………………………………………………………………………… 175
  • 5. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е ГЕОТЕХНОЛОГИЯ
  • 6. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 6С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е УДК 622.2 DOI: 10.18454/2313-1586.2017.01.006 Билин Андрей Леонидович кандидат технических наук, ведущий научный сотрудник, Горный институт КНЦ РАН, 184209, г. Апатиты, Мурманская обл., ул. Ферсмана, 24 e-mail: bilin@goi.kolasc.net.ru Наговицын Григорий Олегович аспирант, Горный институт КНЦ РАН, e-mail: Nagovitsyn_GO@goi.kolasc.net.ru ОБОСНОВАНИЕ ПОДХОДА К РАСЧЕТУ ПАРАМЕТРОВ ЦИКЛИЧЕСКОГО РАЗВИТИЯ РАБОЧЕЙ ЗОНЫ КАРЬЕРА ПРИ ПРИМЕНЕНИИ СРЕЗАЕМЫХ РУДОСПУСКОВ Bilin Andrew L. candidate of technical sciences, leading researcher, Mining institute KSC RAS, 184209, Apatite, Murmansk region, 24 Fersman st.. e-mail: bilin@goi.kolasc.net.ru Nagovitzin Grigory O. post-graduate student, The Mining institute KSC RAS e-mail: Nagovitsyn_GO@goi.kolasc.net.ru GROUNDING THE APPROACH FOR CALCULATION THE PARAMETERS OF CYCLIC DEVELOPMENT OF OPEN-PIT WORKING AREA APPLYING CUTTABLE ORE PASSES Аннотация: Рассмотрены плоский и объемный случаи распо- ложения рудоспусков в добычной зоне карьера. Получен цикл углубки рабочей зоны карьера, ко- торый позволяет равномерно распределять объемы руды по периодам цикла и рудоспускам, а также производить срезку рудоспусков через равные промежутки времени. Ключевые слова: рудоспуск, рабочая зона карь- ера, цикл углубки, срезка рудоспусков Abstract: The article describes both the flat and volume case of ore passes location in working area of the open pit. The sinking cycle of the open pit working area is obtained, that allows to distribute the volumes of ore to ore passes and cycle periods evenly, as well as to produce the ore passes cutting in regular intervals. Key words: ore pass, open pit working area, sink- ing cycle, ore passé cutting В настоящее время часть предприятий, отрабатывающих месторождения комби- нированным способом, использует подземные горные выработки для транспортирова- ния добываемой карьером руды. Данная схема вскрытия глубоких горизонтов карьера позволяет уменьшить расстояние транспортирования руды на фабрику, а также длину внутрикарьерных перевозок и тем самым улучшить технико-экономические показатели. Подземные транспортные комплексы (ПТК) используются на карьерах рудников России – Кок-Су, Лениногорском, Тырныаузском, Алтын-Топканском, Хайдарканском, Ко- унрадском – и на ряде зарубежных [1]. Перепуск руды из карьера на подземный кон- центрационный горизонт осуществляется, как правило, с помощью рудоспусков. На Кольском полуострове (северо-западный регион европейской части России) расположен рудник «Железный» Ковдорского ГОКа, отрабатывающий с 60-х годов 20-го века месторождение комплексных железных руд. До настоящего времени транспорти- ровка руды из карьера к обогатительной фабрике осуществлялась с использованием цик- лично-поточной технологии при проектной глубине карьера 565 м по замкнутому кон- туру. Одним из возможных вариантов дальнейшей разработки карьера является приме- нение новой конструкции бортов и ПТК для вскрытия глубоких горизонтов карьера. ПТК будет включать два сближенных наклонных ствола, в одном из которых предполагается разместить выдачной конвейерный комплекс и рудоспуски в рабочей зоне карьера. В связи с высокой производительностью карьера (до 20 – 25 млн т руды в год) при данной схеме вскрытия предполагается применение трех рудоспусков, располагающихся по длинной оси карьера.
  • 7. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 7С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Расположение рудоспусков, формируемых в рабочей зоне карьера, для минимиза- ции затрат на транспортирование должно удовлетворять условию минимального рассто- яния транспортирования руды от забоя до устья рудоспуска и равномерного распределе- ния объемов руды по рудоспускам для обеспечения равномерной срезки рудоспусков. Таким образом, оптимальное расположение рудоспусков при разработке месторождений открыто-подземным способом является актуальной проблемой, которая в настоящее время практически никак не освещена в литературе. Рассмотрим схему расположения трех рудоспусков в добычной зоне карьера на примере разработки крутопадающего месторождения. Для пояснения метода выбора оп- тимального расположения рудоспусков будем считать, что они располагаются на одной линии. За исходное положение горных работ примем трехуступную рабочую зону. Раз- местим рудоспуски в соответствии со схемой на рис. 1. Рудоспуск № 2 первоначально располагаем по середине рабочей зоны, а рудоспуски № 1 и № 3 – с отступами, равными 1/3 Lраб.зоны от рудоспуска № 2, соответственно, влево и вправо. Рис.1 – Схематичный вид рабочей зоны с рудоспусками Два рудоспуска будут находиться в работе, а один в ожидании срезки или в срезке. За один цикл углубки добычной зоны карьера (на один уступ) происходит три срезки рудоспусков, т. е. один цикл можно условно разделить на три периода (табл. 1). Таблица 1 Цикличность срезки рудоспусков Добавим подвижки одного цикла углубки. Каждой подвижке присвоим индекс вида «1.1», где первой цифрой обозначается период данной подвижки, а второй цифрой – номер рудоспуска, через который руда данной подвижки будет перепускаться. Для придания уникальности номерам подвижек добавим к их номерам буквенное обозначе- ние (рис. 2). Получаем следующее распределение подвижек по периодам: 1. На рудоспуск № 1 транспортируется руда подвижки 1.1А и 1.1Б, на рудоспуск № 2 – руда подвижки 1.2, которая является срезкой рудоспуска № 3; 2. На рудоспуск № 1 транспортируются подвижки 2.1А и 2.1Б, где 2.1А должна быть минимальной, в связи с тем что перемещается на один уступ вверх, из-за чего по- вышаются затраты на транспорт, а 2.1Б является срезкой рудоспуска № 2. На рудоспуск № 3 транспортируется руда подвижки 2.3; 3. На рудоспуск № 2 транспортируются подвижки 3.2А и 3.2Б, где 3.2А является срезкой рудоспуска № 1 и должна быть минимальной, в связи с тем что перемещается на один уступ вверх, из-за чего повышаются затраты на транспорт. На рудоспуск № 3 транс- портируется руда подвижки 3.3. Периоды Рудоспуски 1 1 2 срезка 2 1 срезка 3 3 срезка 2 3
  • 8. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 8С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Рис. 2 – Распределение подвижек по периодам одного цикла углубки и рудоспускам Для обеспечения равномерного распределения объемов по рудоспускам должны выполняться следующие условия: 1. В первом периоде 1.1А + 1.1Б = 1.2; 2. Во втором периоде 2.1А + 2.1Б = 2.3; 3. В третьем периоде 3.2А + 3.2Б = 3.3; Следует отметить, что в данных уравнениях под величиной подвижки (для плос- кого случая продольного разреза) принимается ее длина. В итоге все подвижки можно разделить на четыре категории: 1. Подвижки, величина которых равна суммарному объему руды, перепускаемой через рудоспуск за один период (1.2, 2.3, 3.3). Условно назовем их «Х»; 2. Подвижки, величина которых равна половине суммарного объема руды, пере- пускаемой за один период (1.1А, 1.1Б). Условно назовем их «Х1», X1 = X 2⁄ ; 3. Подвижки, величина которых должна быть минимальной в связи с транспор- тированием их на один уступ вверх (2.1А, 3.2А). Условно назовем их «Хмин»; 4. Подвижки, величина которых равна разнице между суммарным объемом руды, перепускаемой за один период, и минимальной подвижкой (2.1Б, 3.2Б). Условно назовем их «Х2», X2 = X − Xмин. Выразим длину рабочей зоны как сумму длин подви- жек: 𝐿раб.зоны = 3X + 2X1 + 2X2 + 2Xмин = = 3X + 2X 2⁄ + 2(X − Xмин) + 2Xмин = = 3X + X + 2X − 2Xмин + 2Xмин = 6X. Следовательно, зная длину рабочей зоны, можно вы- числить длину подвижки Х, величина которой условно равна объему руды, перепускаемой через один рудоспуск за период, а также длины подвижек Х1 и Х2. Определим длину минимальной подвижки. Допустим, что срезка рудоспусков будет вестись по схеме с минимиза- цией одновременно взрываемого ВВ («щадящая техноло- гия»), предложенной для рудника Центральный АО «Апа- тит» рис. 3 [2] При такой схеме первоначально взрываются участки на удалении от устья рудоспуска 10 – 20 м, а близлежащие к нему (3 –4 ряда) взрываются в последнюю очередь одновре- менно по одну и другую сторону от оси рудоспуска. Таким образом, величину минимальной подвижки можно опреде- лить следующим образом: Хмин = Dу.р. + 2*(10÷20), где Dу.р. – диаметр устья рудоспуска. Например, на Каджаранском медно-молибденовом месторождении [3] применя- лись рудоспуски диаметром 3 м, устье рудоспуска составляло 13 – 14 м при высоте уступа 10 м, т.е. Хмин для рудоспусков диаметром 3 м находится в пределах от 34 до 44 м. Рис. 3 – Схема срезки рудоспуска (щадящая технология)
  • 9. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 9С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е На руднике Центральный АО «Апатит» применялись рудоспуски диаметром 5 м, устье рудоспуска достигало 22 – 25 м [4], т.е. Xмин для рудоспусков диаметром 5 м находится в пределах от 45 до 55 м. Для подвижки 2.1А величина Xмин зависит от размеров разрез- ной траншеи. В среднем принимаем минимальную величину Хмин, равную 50 м. Выразим длины подвижек в процентах от длины рабочей зоны: 𝐿раб.зоны = 6X → X = 100 6⁄ = 16,6 % ; X1 = X 2⁄ = 16,6 2⁄ = 8,3 % . Рассмотрим пример рабочей зоны, длина которой составляет 1200 м. Вычислим длины подвижек: X = 200м (16,6 %); X1 = X 2⁄ = 100м (8,3 %); Xмин = 50 м (4,2 %); X2 = X − Xмин = 150 м (12,4 %). Допустим, что рудоспуск № 1 будет расположен посередине минимальной по- движки Xмин, рудоспуски № 2 и № 3 будут располагаться в подвижках 2.1Б и 1.2 таким образом, что срезка производится к концу отработки соответствующей подвижки. В итоге получается цикл углубки рабочей зоны карьера с равномерным распреде- лением объемов руды по периодам и рудоспускам (рис. 4). Как видим, сравнивая рис. 4 с рис. 2, рациональное размещение рудоспусков существенно смещается относительно центра тяжести рудного тела. Рис. 4 – Цикл углубки рабочей зоны карьера Перейдем к рассмотрению объемного случая расположения рудоспусков на при- мере Ковдорского карьера. Следует отметить, что компьютерное моделирование выпол- нялось в созданном и развиваемом в Горном институте КНЦ РАН программном ком- плексе MINEFRAME [5], представляющем собой систему автоматизированного плани- рования, проектирования и сопровождения горных работ. В качестве исходного карьера примем контур на конец отработки по проработкам Горного института КНЦ РАН (рис. 5) [6]. Рудоспуски вступят в строй, когда рабочее дно карьера опустится на гор. -365 м. Для этой отметки был построен контур рудной зоны, площадь которой составила 386 тыс. м2 . Исходя из схемы, полученной при рассмотрении плоского случая, разделим рудную площадь на подвижки, чтобы соблюдалось полученное процентное соотношение площадей подвижек к площади рудной зоны (табл. 2). Корректировка Хмин. Вскрывающий котлован состоит из двух подвижек 2.1А и 3.2А, величина которых должна быть минимальной в связи с транспортированием их на один уступ выше. Площадь подвижки 2.1А, состоящей из съезда шириной 30 м и началь- ного котлована 50 м × 70 м, составляет примерно 6500 м2 . Подвижка 3.2А является срез- кой рудоспуска № 1, причем нужно учитывать, что в плане она представляет собой окружность радиусом 25 м, ее площадь равна примерно 2000 м2 . Для равномерного рас- пределения объемов руды по рудоспускам во 2-м и 3-м периодах должны выполняться равенства: 2.1А + 2.1Б = 2.3 и 3.2А + 3.2Б = 3.3. Учитывая изменившиеся 2.1А и 3.2А, необходимо пересчитать площади подвижек 2.1Б и 3.2Б (табл. 3).
  • 10. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 10С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Таблица 2 Распределение площадей подвижек № подвижки Категория подвижки Доля от рудной площади, % Площадь, тыс. м2 1.1А Х1 8,3 32,15 2.1А Хмин 4,2 16,07 3.2А Хмин 4,2 16,07 1.1Б Х1 8,3 32,15 2.1Б Х2 12,4 48,22 3.2Б Х2 12,4 48,22 1.2 Х 16,6 64,30 2.3 Х 16,6 64,30 3.3 Х 16,6 64,30 Рис. 5 – Контур карьера на конец отработки
  • 11. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 11С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Таблица 3 Скорректированные площади подвижек № подвижки Категория подвижки Доля от рудной площади, % Площадь, тыс. м2 1.1А Х1 8,3 32,15 2.1А Хмин 1,7 6,50 3.2А Хмин 0,5 2,00 1.1Б Х1 8,3 32,15 2.1Б Х2 15,0 57,80 3.2Б Х2 16,1 62,30 1.2 Х 16,6 64,30 2.3 Х 16,6 64,30 3.3 Х 16,6 64,30 По полученным площадям подвижек отстраиваем добычную зону карьера (рис. 6). Рудоспуск № 1 выводим на площадку горизонта -530 м в северном торце карьера, рудо- спуски № 2 и 3 располагаем в соответствии с дном конечного карьера так, чтобы все три рудоспуска находились на одной оси. Для того чтобы соблюдалось условие минималь- ного плеча транспортирования, подвижки 1.1А и 1.1Б располагаем вокруг рудоспуска № 1; 3.2Б – вокруг рудоспуска № 2; 2.3 – вокруг рудоспуска № 3. Рис. 6 – Добычная зона карьера с оптимальным расположением рудоспусков Отстроив положения добычной зоны карьера по периодам, получим цикл углубки, состоящий из трех периодов (рис. 7): 1. Срезка рудоспуска № 3 и расширение вскрывающего котлована до границ по- движек 1.1Б и 1.1А. 2. Срезка рудоспуска № 2 со вскрытием нового горизонта съездом и начальным котлованом в северном торце добычной зоны и отработка подвижки 2.3 в южном. 3. Отработка подвижек 3.3, 3.2Б, срезка рудоспуска № 1, возврат к первоначаль- ному положению добычной зоны карьера.
  • 12. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 12С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Рис. 7 – Цикл углубки добычной зоны карьера Таким образом, в результате выполненных проработок разработаны принципы, позволяющие определять местоположение рудоспусков в добычной зоне карьера и обес- печивающие равномерное распределение объемов руды по рудоспускам. Отработка ве- дется циклами, включающими в себя три периода. В начале и в конце каждого цикла добычная зона, трансформируясь в течение трех периодов, принимает форму первона- чального положения. За один цикл происходит три срезки рудоспусков через равные промежутки времени. Равномерное распределение объемов руды по рудоспускам исклю- чит случаи перегрузки бункера рудоспуска, в результате которых образуются зависания, а также обеспечит выполнение плановой производительности рудника.
  • 13. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 13С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Также для условий карьера «Железный» Ковдорского ГОКа разработаны трафа- реты трех периодов одного цикла углубки добычной зоны карьера, обеспечивающие рит- мичную отработку запасов с равномерным распределением объемов руды по периодам и рудоспускам. Установлено, что время отработки цикла обратно пропорционально темпу углубки добычной зоны карьера. Вследствие уменьшения с глубиной площади рудной зоны, темп углубки возрастает, а время отработки цикла пропорционально уменьшается. Литература 1. Черных А.Д. Эффективность открыто-подземной разработки месторождений полезных ископаемых / А.Д. Черных, О.С. Брюховецкий // Цветметинформация. - М., 1988. 2. Инструкция по эксплуатации глубоких карьерных рудоспусков комбината «Апатит» / А.И. Арсентьев, Л.Н. Гаркуша, А.А. Кулешов, Н.И. Маркова, Б.К. Оводненко, Т.И. Павленко. - Кировск, 1966. 3. Мкртчян Б.И. Опыт эксплуатации карьерных рудоспусков в условиях Каджка- ранского месторождения / Б.И. Мкртчян, Ф.А. Петросян, К.Б. Мкртчян // Горный жур- нал. - 1988. - № 9. – С. 42 - 44. 4. Глубокие рудоспуски / В.В. Гущин, Ю.А. Епимахов, А.А. Козырев и др. – Апа- титы: Изд-во КНЦ РАН, 1997. - 196 с. 5. Наговицын О.В. Автоматизированные инструменты инженерного обеспечения горных работ в системе MINEFRAME / О.В. Наговицын, С.В. Лукичёв // ГИАБ. – 2013. – № 7. – С. 184 - 192. 6. Лукичев С. В. Обоснование способов вскрытия рудных месторождений с при- менением различных комбинаций конвейерного транспорта / С.В. Лукичев, О.В. Белого- родцев, Е.В. Громов // Физико-технические проблемы разработки полезных ископае- мых. – 2015. - № 3.– С. 72 - 82.
  • 14. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 14С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е УДК 550.34 DOI: 10.18454/2313-1586.2017.01.014 Журавлева Ольга Геннадьевна кандидат технических наук, научный сотрудник, Горный институт КНЦ РАН 184209 г. Апатиты, Мурманская обл., ул. Ферсмана, 24 e-mail: ZhuravlevaOG@goi.kolasc.net.ru КЛАСТЕРИЗАЦИЯ СЕЙСМИЧЕСКИХ СОБЫТИЙ В УСЛОВИЯХ УДАРООПАСНЫХ МЕСТОРОЖДЕНИЙ ХИБИНСКОГО МАССИВА Zhuravleva Olga G. candidate of technical sciences, researcher, The Mining Institute KSC RAS, 184209 Apatite, 24 Fersman st., e-mail: ZhuravlevaOG@goi.kolasc.net.ru SEISMIC EVENTS CLUSTERING IN THE CONDITIONS OF ROCKBURST ORE DEPOSITS OF THE KHIBINSKY ROCK MASS REGION Аннотация: Рассматривается применение кластерного ана- лиза сейсмической активности в высоконапря- женных массивах горных пород при ведении гор- ных работ. Кластерный анализ позволяет выде- лить группы сейсмических событий и оценить их взаимосвязь с горно-геологическими факто- рами. Ключевые слова: сейсмическая активность, кластерный анализ Abstract: The paper deals with application of cluster analy- sis method of seismic activity in highly stressed rock masses during mining operations. The cluster analysis allows selecting seismic events groups and analyzing interrelation between seismic events groups and mining and geological factors. Key words: seismic activity, cluster analysis. Постоянное техногенное воздействие на массив горных пород приводит к изме- нению в структуре массива и к росту уровня сейсмической активности в пределах отра- батываемых месторождений. Сейсмическая активность массива горных пород зависит от его напряженно-деформированного состояния, которое определяет степень изменения в зависимости от влияния геомеханических и геодинамических процессов, происходя- щих в нем [1]. Каждое сейсмическое событие вносит свой вклад в изменение конфигурации поля напряжений, т. е. оно является следствием действия предыдущих сейсмических событий или, в случае техногенной сейсмичности, следствием действия взрыва. Поэтому очаг сильного сейсмического события можно рассматривать как суммарный итог развития процесса разрушения в некоторой окрестности этого очага. В свою очередь, сильное сей- смическое событие оказывает существенное влияние на последующую сейсмическую активность региона. В результате чего, например, могут проявиться множественные аф- тершоки. Также могут быть спровоцированы другие крупные события [2]. Наличие геодинамически активных структур в пределах отрабатываемого место- рождения приводит к рискам возникновения горных ударов регионального и локального происхождения – геодинамическим рискам, которые, в свою очередь, подразделяются на риски возникновения сейсмической опасности и удароопасности. Зоны сопряжения гео- динамически активных структур представляют собой наиболее опасные участки недр, характеризующиеся самыми высокими рисками развития опасных геодинамических процессов и явлений. Если разрабатываемые месторождения расположены в районах с достаточно гу- стой сетью сейсмических станций, то для оценки геодинамического риска могут быть  Исследования выполнены в рамках гранта по приоритетному направлению деятельности РНФ «Прове- дение фундаментальных научных исследований и поисковых научных исследований отдельными научными группами» № 14-17-00751
  • 15. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 15С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е привлечены данные сейсмологических наблюдений. При этом в качестве критериев для выделения границ блоковых структур может использоваться уровень сейсмической ак- тивности, характеризующий сейсмический режим данного района, а также его флуктуа- цию во времени и пространстве. Объект исследований Кировский рудник АО «Апатит» (Кр) ведет отработку Кукисвумчоррского и Юкспорского апатит-нефелиновых месторождений подземным способом. Эксплуатиру- емые месторождения представляют собой пластолинзообразную залежь и образуют еди- ное рудное тело, имеющее северо-западное простирание, падение на северо-восток с уг- лами падения от 15 до 50. Разделителем рудного тела на два месторождения является Саамский разлом – разрывное нарушение, мощность зоны которого на разных участках колеблется в пределах от 1 до 136 м (в пределах рудника в среднем 10 – 40 м). В отра- ботке находятся горизонты +410 м, +320 м, +250 м, +170 м и +90 м. В целях обеспечения безопасности горных работ оценка уровня сейсмической ак- тивности на действующих и строящихся горизонтах является актуальной задачей. На Ки- ровском руднике до 2008 г. велись сейсмологические наблюдения на Кукисвумчоррском и Юкспорском месторождениях двумя автоматизированными системами контроля со- стояния массива (АСКСМ-К и АСКСМ-Ю, соответственно). Начиная с 2008 г. регистра- ция сейсмических событий обеспечивается единой системой АСКСМ-Кр, зона уверен- ной регистрации которой охватывает Кукисвумчоррское и Юкспорское месторождения, а также Саамский разлом. Обеспечивается регистрация событий с энергией от 104 Дж. Максимальное качество регистрации обеспечивается в районах повышенной точ- ности, в которых регистрируются события в энергетическом диапазоне 103 – 109 Дж. По- грешность определения координат гипоцентра в районах повышенной точности не бо- лее 25 м. С января 2013 г. группой геофизического мониторинга Службы прогноза и пре- дупреждения горных ударов АО "Апатит" применяется новая система обработки данных сейсмических наблюдений. Если раньше базы данных сейсмических событий содержали информацию о дате, времени, координатах события и его энергии, то сейчас наряду с этими параметрами определяются сейсмический момент, механизм очага события и др. Методика исследований Многолетними исследованиями установлено, что сейсмические события на руд- никах проявляются неравномерно, и зачастую представляют собой скопления близкорас- положенных событий, которые могут рассматриваться как кластеры. Так, например, изу- чение сейсмического режима Кукисвумчоррского месторождения за длительный период наблюдений (2008 – 2016 гг.) показало, что кластеры сейсмических событий приурочены к местам активного ведения горных работ, к разрывным нарушениям, к формирующимся разрывным нарушениям в консоли пород висячего бока, а также могут образовываться под влиянием других факторов, как природных, так и техногенных [1, 3]. Важной задачей является не только определение числа кластеров сейсмособытий, но и возможность дальнейшего изучения каждого кластера. В общем случае кластерный анализ предназначен для объединения некоторых объектов в группы таким образом, чтобы в один класс попадали максимально схожие объекты, а объекты различных классов максимально отличались друг от друга. Количе- ственный показатель сходства рассчитывается в зависимости от данных, характеризую- щих объекты. Кластерный анализ зарегистрированных сейсмических событий позволяет разра- батывать классификации этих событий; проводить исследования схем группирования сейсмособытий; формулировать гипотезы возникновения сейсмических событий и осу- ществлять оценку выдвинутых гипотез.
  • 16. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 16С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Существуют различные методы кластерного анализа групп данных. Их разнооб- разие объясняется как разными вычислительными методами, так и различными концеп- циями, лежащими в основе кластеризации. Основным критерием выбора того или иного метода кластеризации является практическая полезность результата. Большой объем данных сейсмических наблюдений с одной стороны и предвари- тельное представление относительно числа кластеров сейсмособытий с другой стороны обусловливают выбор метода кластерного анализа k-средних [4]. В общем случае с по- мощью данного метода строится ровно k различных кластеров, расположенных на воз- можно больших расстояниях друг от друга. Таким образом, целью является разбиение сейсмических событий на группы, характеризующиеся одинаковой или схожей причи- ной возникновения, которая впоследствии изучается более детально при выполнении многоэтапного анализа. Результаты исследований Кластерный анализ сейсмических событий проведен для событий с энергией от 103 Дж, зарегистрированных на Кукисвумчоррском крыле Кр в районе повышенной точ- ности АСКСМ-Кр в течение 2015 – 2016 гг. (рис. 1). Рис. 1 – Кластеризация сейсмических событий Кукисвумчоррского месторождения, совмещенная с планом горизонта +250 м Всего в районе повышенной точности Кукисвумчоррского крыла Кр выделено 15 кластеров сейсмических событий. Два кластера – это кластеры, объединяющие сейсмические события, нехарактер- ные для района наблюдений на протяжении рассматриваемого периода времени, а именно наиболее сильные сейсмические события, т. е. выбросы сейсмической энергии. В кластере из трех событий объединены события с энергией порядка 107 Дж. В кластере из одного события – событие с энергией порядка 108 Дж, зарегистрированное 27.01.2016. 1 2 3 45
  • 17. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 17С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е В районе лежачего бока месторождения выделены два кластера событий № 1 (рис. 1) с энергией порядка 103 -106 Дж (с энергией порядка 106 Дж зарегистрировано одно событие). В целом уровень сейсмоактивности в этих кластерах низкий. В районе окисленной зоны выделены два кластера событий № 2 (рис. 1) с энергией порядка 103 -106 Дж (с энергией порядка 106 Дж зарегистрировано одно событие). Необхо- димо отметить, что два сильных события с энергией порядка 107 Дж, выделенные в от- дельный кластер, зарегистрированы также в районе окисленной зоны. Два кластера № 3 (см. рис. 1) приурочены к висячему боку месторождения и раз- делены разломом. Зарегистрированы события с энергией порядка 103 -107 Дж. Четыре кластера № 4 (см. рис. 1) образуют плотную группу событий в районе ведения горных работ. В двух кластерах не зарегистрированы сильные сейсмические со- бытия (максимум энергии 5,2·105 Дж и 3,1·104 Дж). Местоположение событий этих кла- стеров – на пересечении двух разломов. Другие два кластера расположены ближе к висячему боку месторождения. Энергия событий также не очень высока, однако зареги- стрированы сильные события (максимум энергии 1,3·106 Дж и 3,9·106 Дж). Три кластера сейсмических событий № 5 (рис. 1) выделены в блоке 7/10. Рассмот- рим более детально сейсмоактивность данного блока (рис. 2). Важным результатом кластеризации сейсмических событий является местополо- жение двух кластеров по разные стороны от разлома (на рис. 1 - кластеры красного и зеленого цвета). Благодаря этому выделена группа событий, которые можно считать об- ластью подготовки сильного сейсмического события с энергией порядка 108 Дж, зареги- стрированного 27.01.2016. а) б) Рис. 2 – Сейсмоактивность блока 7/10: а) – 2015 г., б) – 2016 г. Е>106 Дж Е=103 -106 Дж
  • 18. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 18С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е В блоке 7/10 на горизонте +170 м 27.01.2016 был зафиксирован рост сейсмиче- ской активности, который сопровождался динамическими проявлениями горного давле- ния в выработках. Отмечались стреляние, звонкие хлопки, толчки. Событие квалифици- ровано как микроудар, причиной которого является действие высоких тектонических напряжений в массиве, наличие зоны опорного давления от очистных работ горизонта +262 м и влияние консоли вышележащих покрывающих пород. На гор. +236 м, где произошел микроудар, в последние несколько месяцев активно велись работы по проходке выработок непосредственно в зоне опорного давления. В вы- работках наблюдались проявления горного давления в динамической форме (интенсив- ное заколообразование, стреляние). Выделенный кластер сейсмических событий отражает подготовку мощного сей- смособытия с энергией 1,6·108 Дж (27.01.2016), после которого зарегистрирована серия афтершоков (21 сейсмическое событие, причем в первые 5 минут – 11 сейсмособытий). Формирование очага события происходило в стороне от разлома, центр очага – в районе разреза Р8. Активизация сейсмичности отмечена в начале ноября. Рост сейсмо- активности продолжался до момента возникновения сильнейшего события в данном блоке. После серии афтершоков сейсмоактивность блока значительно снизилась, однако требуется дальнейшее ее изучение. Отметим, что в зоне подготовки события постоянно производились технологические взрывы при проходке выработок (рис. 3). Из данных, представленных на рис. 4, видно, что в день проводилось не более четырех технологиче- ских взрывов. В некоторые дни взрывы не проводились. Периоды активизации сейсмо- активности блока 7/10 сменялись периодами спада. а) б) Рис. 3 – Сейсмоактивность блока 7/10 и проходка выработок: а) – ноябрь – декабрь 2015 г.; б) – январь 2016 г.
  • 19. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 19С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Рис. 4 – Ежедневное распределение числа сейсмических событий и технологических взрывов при проходке выработок (красный цвет – взрывы, серый – сейсмособытия) Выводы Проведенными исследованиями установлено, что места пространственного рас- пределения зарегистрированных сейсмических событий связаны с зонами активного ве- дения горных работ и приурочены как к имеющимся разрывным нарушениям (в мас- сиве), так и к формирующимся разрывным нарушениям (в консоли пород висячего бока). Зачастую после проведения взрывных работ наблюдается спад сейсмоактивности. Од- нако технологические взрывы могут быть и триггерами реализующихся после них силь- ных сейсмических событий. Поэтому при проектировании и ведении горных работ необ- ходимо учитывать специфику отклика массива на сейсмическое воздействие, оказывае- мое взрывными работами. Проведение кластерного анализа позволяет более детально исследовать струк- туру множества сейсмических событий, разбив их на группы схожих событий. Благодаря этому в некоторой степени упрощается обработка данных и принятие решений, по- скольку исследуется каждый кластер или группа кластеров по отдельности. Также с по- мощью кластерного анализа можно выделить нетипичные сейсмические события, кото- рые не подходят ни к одному из кластеров. Таким образом, для обеспечения безопасности и эффективности ведения горных работ необходимо осуществлять анализ уровня сейсмической активности массива и его изменений (в режиме реального времени), а также оценку степени влияния различных возмущающих техногенных и природных факторов. 0 5 10 15 20 25 30 35 01.11.2015 04.11.2015 07.11.2015 10.11.2015 13.11.2015 16.11.2015 19.11.2015 22.11.2015 25.11.2015 28.11.2015 01.12.2015 04.12.2015 07.12.2015 10.12.2015 13.12.2015 16.12.2015 19.12.2015 22.12.2015 25.12.2015 28.12.2015 31.12.2015 03.01.2016 06.01.2016 09.01.2016 12.01.2016 15.01.2016 18.01.2016 21.01.2016 24.01.2016 27.01.2016 30.01.2016
  • 20. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 20С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Литература 1. Козырев А.А. О кластеризации сейсмических событий при отработке ударо- опасных месторождений Хибинского массива / А.А. Козырев, О.Г. Журавлева, Ю.В. Фе- дотова // Фундаментальные и прикладные вопросы горных наук / ИГД СО РАН им. Н.А.Чинакала. – 2015. - № 2. - С.108 - 113. 2. Виноградов С.Д. Экспериментальное изучение сейсмического режима / С.Д. Виноградов, В.С. Пономарев // Природа. - № 3. – 1999. - С. 77 - 89. 3. Козырев А.А. Методические положения и некоторые результаты прогноза тек- тонических землетрясений на рудниках Кольского полуострова / А.А. Козырев, Ю.В. Федотова, О.Г. Журавлева // Геодинамика и напряженное состояние недр Земли: сб. науч. тр. — Новосибирск: ИГД СО РАН, 2008. — С. 502 – 506. 4. Мандель И.Д. Кластерный анализ / И.Д. Мандель. - М.: Финансы и статистика, 1988.
  • 21. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 21С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е УДК 622.272.06 DOI: 10.18454/2313-1586.2017.01.021 Никитин Игорь Владимирович научный сотрудник лаборатории подземной геотехнологии, Институт горного дела УрО РАН, 620075, г. Екатеринбург, ул. Мамина-Сибиряка, 58 e-mail: geotech910@yandex.ru ОПТИМИЗАЦИЯ ПАРАМЕТРОВ ВСКРЫТИЯ ПРИ ПОДЗЕМНОЙ РАЗРАБОТКЕ ПОДКАРЬЕРНЫХ ЗАПАСОВ КИМБЕРЛИТОВОГО МЕСТОРОЖДЕНИЯ Nikitin Igor V. researcher of the laboratory of underground geo-technology, The Institute of mining UB RAS, 620075, Yekaterinburg , 58 Mamia-Sibiryak st. е-mail: geotech910@yandex.ru OPTIMIZATION THE PARAMETERS OF OPENING IN UNDERGROUND DEVELOPMENT OF THE KIMBERLITE DEPOSIT UNDERLYING RESERVES Аннотация: На современном этапе развития горного произ- водства переход к промышленному освоению кимберлитовых месторождений подземным способом обусловливает необходимость изыс- кания способов и схем вскрытия подкарьерных запасов, обеспечивающих повышение эффектив- ности и сокращение сроков ввода подземного рудника в эксплуатацию. Сконструированы ра- циональные варианты вскрытия подкарьерных запасов при комбинированной разработке ким- берлитового месторождения рудником произ- водственной мощностью 1 млн т руды в год. На основе технико-экономического сравнения вари- антов по критерию минимума дисконтирован- ных капитальных затрат на проведение горно- капитальных выработок и приобретение про- ходческого и транспортного оборудования и эксплуатационных затрат на подъем и транс- портирование руды установлено, что наиболь- шая эффективность вскрытия достигается комбинацией типов и мест заложения главных вскрывающих выработок и оптимизацией шага вскрытия. Ключевые слова: кимберлитовая трубка, под- земная разработка, способ вскрытия, схема вскрытия, оптимизация, технико-экономиче- ское сравнение, дисконтированные затраты Abstract: At the present stage of mining industry the transi- tion to the commercial development of kimberlite deposits by underground mining, provides the ne- cessity to find methods and schemes of opening un- derlying reserves, maintaining both the efficiency increase and terms reduction of commissioning the underground mine into operation. Rational variants of underlying reserves development by combined kimberlite deposit mining with1 million tons of ore per year. of a mine production capacity are de- signed. In terms of technical and economic com- parison the options according to the criterion of minimum discounted capital costs for carrying out mining workings and the acquisition of tunneling and transport equipment and operating costs on lift- ing and ore transportation it is set that the highest efficiency is achieved by a combination of opening types and locations of laying the main access road- ways and optimization the opening step. Key words: kimberlite pipe, underground mining, method of opening, scheme of opening, optimiza- tion, technical and economic comparison, dis- counted costs Западная Якутия является одной из крупнейших алмазоносных провинций мира. В районах провинции в течение более 50 лет АК «АЛРОСА» ведет разработку коренных кимберлитовых месторождений преимущественно комбинированным способом. В настоящий момент компания стоит на рубеже серьезных преобразований, связанных с исчерпанием потенциала открытой геотехнологии и переходом на промышленное осво- ение месторождений подземным способом [1]. Эффективность освоения подземных за- пасов во многом зависит от правильного выбора способа и схемы вскрытия [2, 3]. Анализ опыта проектирования и разработки кимберлитовых трубок «Интернаци- ональная», «Мир», «Айхал» и «Удачная» показал, что вскрытие подкарьерных запасов  Исследования выполнены при поддержке Комплексной программы фундаментальных исследований УрО РАН «Исследование переходных процессов и учет закономерностей их развития при разработке ин- новационных технологий оценки, добычи и рудоподготовки минерального сырья» (15-11-5-7)
  • 22. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 22С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е месторождений, как правило, производилось вертикальными стволами с земной поверх- ности на глубину нескольких этажей. Для данного способа вскрытия характерны высо- кая трудоемкость и большие объемы капитальных работ, что в сложнейших условиях криолитозоны приводит к серьезному отставанию в сроках ввода рудников в эксплуата- цию. Сложившаяся ситуация обусловила в ряде случаев необходимость проведения до- полнительных выработок из карьера для ускорения строительства горизонтов рудника. Отсутствие комплексного подхода к вскрытию кимберлитовых месторождений значи- тельно увеличило затраты и поставило под сомнение эффективность подземной разра- ботки. Таким образом, изыскание рациональных способов и схем вскрытия подкарьер- ных запасов при комбинированной разработке кимберлитовых месторождений Якутии, обеспечивающих повышение эффективности и сокращение сроков ввода подземного рудника в эксплуатацию, является актуальной научной и практической задачей. В практике проектирования горных предприятий наиболее известным и широко применяемым методом решения оптимизационных задач является технико-экономиче- ское сравнение вариантов, по каждому из которых для заданных условий рассчитыва- ются основные показатели и величина принятого критерия эффективности [4]. Сравнение вариантов по критериям, не учитывающим временной фактор (приве- денные затраты, прибыль), не в полной мере отвечает условию оптимальности, так как не позволяет соизмерить затраты в динамике развития горного производства [5]. С дру- гой стороны, чистый дисконтированный доход (ЧДД) включает в себя показатели (доход от реализации продукции, эксплуатационные затраты на освоение месторождения), напрямую не связанные со вскрытием, что для сравнения вариантов вскрытия представ- ляется излишним, поскольку при равной производственной мощности и технологии от- работки они будут абсолютно одинаковыми и на выбор варианта влияния не окажут [6]. Следовательно, эффективность вариантов вскрытия целесообразно оценивать по крите- рию минимума дисконтированных затрат (ДЗ), получаемых путем суммирования разно- временных капитальных и эксплуатационных затрат на обеспечение доступа к полез- ному ископаемому и выдачу его на поверхность [7]. Математическое описание целевой функции ДЗi имеет вид:   min )1( 1 ЭΚДЗ 0       t E Т t , где T – продолжительность строительства и эксплуатации, лет; tΚ – капитальные за- траты на проведение горнокапитальных выработок и приобретение проходческого и транспортного оборудования в t-ом году строительства, руб./год; tЭ – эксплуатационные затраты на подъем и транспортирование руды в t-ом году эксплуатации, руб./год; Ε – норма дисконта, доли ед. Капитальные затраты на вскрытие по i-му варианту в t-ом году освоения подзем- ных запасов itΚ рассчитываются как отношение суммарных капитальных затрат к про- должительности строительства рудника, руб./год: ,/ЗЗ)1()1(ЗЗ sin З 1 собододэшэшштртквквквовов кэтзк нз                Y j iiiiiiiiiiiijiji ji iiii iit ТmVЗSmnLSLS hmΗhΗ Κ где нз Зi – затраты на сооружение надшахтных зданий (башенных копров) при i-м варианте вскрытия, руб.; к Η – глубина карьера, м; з ih – глубина заложения вскрывающей выра- ботки от поверхности при i-м варианте вскрытия, м. При заложении вскрывающей выра- ботки на поверхности з ih =0; эт iΗ – высота этажа при i-м варианте вскрытия, м; im – ко- личество этажей (эксплуатационных и концентрационных) при i-м варианте вскрытия,
  • 23. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 23С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е шт.; к ih – длина рудоспуска на концентрационный горизонт при i-м варианте вскрытия, м; ji – угол наклона j-ой вскрывающей выработки при i-м варианте вскрытия, град.; Y – количество вскрывающих выработок, шт.; ов jiS – площадь поперечного сечения j-ой вскрывающей выработки при i-м варианте вскрытия, м2 ; ов З ji – затраты на строитель- ство (проведение и оснащение) 1 м3 j-ой вскрывающей выработки при i-м варианте вскрытия, руб./м3 ; кв iL – суммарная длина квершлагов (заездов на горизонт) при i-м вари- анте вскрытия, м; кв iS – площадь поперечного сечения квершлага (заезда на горизонт) при i-м варианте вскрытия, м2 ; кв Зi – затраты на строительство 1 м3 квершлага (заезда на горизонт) при i-м варианте вскрытия, руб./м3 ; рт L – длина рудного тела по простира- нию, м; шт in – количество штреков на этаже при i-м варианте вскрытия, шт.; эш iS – пло- щадь поперечного сечения этажного штрека при i-м варианте вскрытия, м2 ; эш Зi – затраты на строительство 1 м3 этажного штрека при i-м варианте вскрытия, руб./м3 ; од iV – объем камерных и околоствольных выработок на горизонте при i-м варианте вскрытия, м3 ; од Зi – затраты на строительство 1 м3 камерной и околоствольной выработки при i-м вари- анте вскрытия, руб./м3 ; об Зi – затраты на приобретение проходческого и технологиче- ского оборудования при i-м варианте вскрытия, руб./м3 ; с iТ – продолжительность строи- тельства рудника при i-м варианте вскрытия, лет. Эксплуатационные затраты на процессы, связанные со вскрытием, по i-му вари- анту вскрытия в t-ом году освоения подземных запасов itЭ рассчитываются как отноше- ние суммарных эксплуатационных затрат к продолжительности отработки подземных запасов, руб./год: э вск тррт кв под зкэтзк подд / Р)-(1 П)-(1 41sinsin 5,0 Э i i i i i i i i i iiii iit Т Q З L m L З hhmΗhΗ ΗK                                        , где подд Η – норма годовых отчислений на поддержание горных выработок; i – угол наклона карьерного транспортного съезда при i-м варианте вскрытия, град.; вск iQ – вскры- ваемые запасы месторождения, тыс. т; под Зi – затраты на подъем 1 т добытой руды по 1 км горной и карьерной выработки при i-м варианте вскрытия, руб./т; тр Зi – затраты на транс- портирование 1 т добытой руды по 1 км горной выработки при i-м варианте вскрытия, руб./ткм; П – коэффициент, учитывающий потери руды при добыче, дол. ед.; Р – коэф- фициент, учитывающий разубоживание руды, дол. ед.; э iТ – продолжительность эксплу- атации рудника (отработки подземных запасов), лет. На основании расчетов по предложенной методике установлена значимость горно-геологического (глубина распространения рудного тела) и горнотехнического факторов (глубина карьера) по трем принципиально отличающимся способам вскрытия: • вертикальным скиповым стволом с поверхности в лежачем боку месторожде- ния; внутрирудничный транспорт руды по горизонтам – электровозный; • наклонным конвейерным стволом с поверхности; внутрирудничный транспорт руды по горизонтам – электровозный в вагонетках; • автотранспортным уклоном из карьера; транспортирование руды по эксплуата- ционным горизонтам производится автосамосвалами.
  • 24. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 24С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Пределы изменения значений влияющих факторов соответствуют реальным усло- виям, сложившимся на отечественных и зарубежных рудниках: глубина распростране- ния рудного тела 440÷1070 м, глубина карьера 80÷620 м. Зависимости показателей эффективности вскрытия от исследуемых факторов представлены на рис. 1, 2. а б Рис. 1 – Зависимость капитальных (а) и эксплуатационных затрат (б) от глубины распространения запасов а б Рис. 2 – Зависимость капитальных (а) и эксплуатационных затрат (б) от глубины карьера Анализ результатов моделирования показал следующее: – увеличение глубины распространения запасов от 440 до 1070 м при фиксиро- ванных глубине карьера и высоте этажа для всех исследуемых вариантов сопровожда- ется повышением капитальных затрат в 1,4 – 1,8 раза и эксплуатационных затрат в 7 – 25 раз. Это объясняется увеличением количества вскрывающих горизонтов, суммар- ной длины вскрывающих и вспомогательных выработок, суммарной длины транспорти- рования. С увеличением глубины залегания наибольшая интенсивность роста эксплуата- ционных затрат характерна для варианта вскрытия автоуклоном, что предопределяет не- целесообразность его применения на больших глубинах; – во всем диапазоне изменения глубины карьера (от 80 до 620 м) при фиксирован- ной высоте этажа наблюдается снижение капитальных (в 0,2 – 0,3 раза) и эксплуатаци- онных (в 0,7 – 0,8 раза) затрат. Это объясняется уменьшением количества вскрывающих горизонтов и, соответственно, суммарной длины квершлагов и штреков, суммарной длины транспортирования руды. Переход на освоение подземным способом намечен на кимберлитовой трубке «Зарница», находящейся на территории Долдынского кимберлитового поля в Западной Якутии. Месторождение представляет собой вертикально залегающее (85 – 90°) рудное тело цилиндрической формы средним диаметром 310 м. Глубина разведанных запасов 700 м. Плотность руды в массиве – 2,5 т/м3 . Промышленная отработка трубки началась открытым способом в 1999 г., окончание запланировано на 2020 г. Проектная глубина карьера 200 м.
  • 25. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 25С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Для условий последовательной схемы комбинированной разработки кимберлито- вого месторождения были сконструированы следующие альтернативные варианты вскрытия подкарьерных запасов исходя из производственной мощности рудника 1 млн т руды в год: В а р и а н т 1 . Многоэтажное вскрытие вертикальным стволом с поверхности. Вскрытие месторождения производится очередями. В первую очередь осуществляется строительство скипового ствола S=48,6 м2 для выдачи рудной массы и отработанного воздуха, вентиляционно-вспомогательного ствола S=62,4 м2 для спуска и подъема лю- дей, материалов, самоходного оборудования (СО) и подачи свежего воздуха, этажных квершлагов и штреков S=13,4 м2 , комплекса выработок концентрационного горизонта S=9,6 м2 c дробильно-дозаторной установкой, башенного копра на поверхности за преде- лами зоны возможного сдвижения массива горных пород (рис. 3а). Проходка горных вы- работок производится буровзрывным способом. Шаг вскрытия – многоэтажный. Подъем руды на поверхность производится по стволу в двух скипах общей грузоподъемностью 50 т, внутрирудничный транспорт руды по концентрационному горизонту – электрово- зами КА25 в вагонетках емкостью 8 м3 , доставка руды по эксплуатационным горизонтам до рудоспусков – ПДМ типа Sandvik LH 306. Перемещение самоходного оборудования между горизонтами осуществляется по участковым наклонным съездам. Во вторую и третью очереди производится углубка скипового и вспомогательного стволов, схема вскрытия и транспорта рудной массы остается без изменений. Шаг вскрытия – много- этажный. В а р и а н т 2 . Одноэтажное вскрытие автотранспортным уклоном из карьера. В первую очередь осуществляется строительство автоуклона S=18,3 м2 из карьера β=8 для выдачи руды и отработанного воздуха, вспомогательного наклонного съезда S=17,6 м2 с поверхности β=12 для спуска и подъема людей, материалов, СО и подачи свежего воздуха, заездов на этажи и штреков S=15,3 м2 . Шаг вскрытия – одноэтажный (рис. 3б). Транспортирование руды по эксплуатационному горизонту и автоуклону в ка- рьер производится автосамосвалами типа Sandvik ТH 550, на поверхность – по карьерным съездам автосамосвалами типа БелАЗ 75810. Перегрузочный пункт оборудуется на ниж- нем уступе карьера, применяется экскаватор типа KATO HD512R. Доставка руды до мест погрузки в подземные автосамосвалы осуществляется ПДМ типа Sandvik LH 514. В по- следующие очереди вскрывающие выработки углубляются. Схема вскрытия и транс- порта рудной массы остается без изменений. Шаг вскрытия – одноэтажный. В а р и а н т 3 . Многоэтажное вскрытие автотранспортным уклоном из карьера в сочетании с вертикальным стволом с поверхности. В первую очередь осуществляется строительство автоуклона S=18,3 м2 из карьера β=8 для выдачи руды и отработанного воздуха, вспомогательного наклонного съезда S=17,6 м2 с поверхности β=12 для спуска и подъема людей, материалов, СО и подачи свежего воздуха, заездов на этажи и штреков S=15,3 м2 . Шаг вскрытия – многоэтажный (рис. 3в). Транспортирование руды по эксплу- атационному горизонту и автоуклону в карьер производится автосамосвалами типа Sandvik ТH 550, на поверхность – по карьерным съездам автосамосвалами типа БелАЗ 75810. Перегрузочный пункт оборудуется на нижнем уступе карьера. Доставка руды до мест погрузки в подземные автосамосвалы осуществляется ПДМ типа Sandvik LH 514. Во вторую и третью очереди осуществляется строительство скипового ствола S=48,6 м2 для выдачи рудной массы и отработанного воздуха, этажных квершла- гов, заездов и штреков S=13,4 м2 , комплекса выработок концентрационного горизонта S=9,6 м2 c дробильно-дозаторной установкой, башенного копра на поверхности, а также углубка вспомогательного наклонного съезда S=18,3 м2 с β=12 для спуска и подъема людей, материалов, СО и подачи свежего воздуха. Шаг вскрытия – многоэтажный.
  • 26. а б в Рис. 3 – Конструктивные схемы вскрытия вертикальным стволом с поверхности (а), автотранспортным уклоном из карьера (б) и автотранспортным уклоном из карьера в сочетании с вертикальным стволом с поверхности (в)
  • 27. Таблица 1 Расчет дисконтированных затрат и срока ввода рудника в эксплуатацию по вариантам вскрытия Наименование Шаг вскры- тия, м Число этажей в шаге, шт. Вскры- тые запасы, тыс. т Объем ГКР, тыс. м3 Длина транспорти- рования руды, м Высота подъема руды, м Продол- житель- ность строитель- ства, лет Продол- житель- ность отработки, лет Капиталь- ные за- траты, млн. руб. Эксплуата- ционные затраты, млн. руб. Срок ввода рудника, лет Дисконти- рованные затраты, млн. руб. Вариант 1 160 2 15088 129 469 440 6,0 15,6 1825 443 2226160 2 15088 67 483 600 3,3 15,6 871 575 5,3 180 2 16973 70 497 780 3,6 15,9 889 724 80 1 7544 71 177 2957 2,2 7,8 462 465 2,2 1997 80 1 7544 35 170 3532 0,8 7,8 226 602 80 1 7544 35 163 4107 0,8 7,8 226 739 80 1 7544 35 156 4682 0,8 7,8 226 877 80 1 7544 35 149 5257 0,8 7,8 226 1014 100 1 9429 40 142 5975 1,2 8,1 266 1478 Вариант 3 160 2 15088 104 170 3532 3,0 15,6 682 1189 2,2 1872160 2 15088 93 483 600 5,0 15,6 1270 571 180 2 16973 74 497 780 3,3 15,9 670 804
  • 28. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 28С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Подъем руды на поверхность производится по стволу в двух скипах общей грузоподъ- емностью 50 т, внутрирудничный транспорт руды по концентрационному горизонту – электровозами КА25 в вагонетках емкостью 8 м3 , доставка руды по эксплуатационным горизонтам до рудоспусков – ПДМ типа Sandvik LH 306. Для всех вариантов вскрытия приняты одинаковыми: высота этажа 80 м, нагнета- тельный способ проветривания, этажно-камерная система разработки с закладкой выра- ботанного пространства, показатели извлечения полезного ископаемого (потери – 4%, разубоживание – 8%). Скорости проходки горных выработок, удельные капитальные и эксплуатационные затраты принимались по аналогии с действующими предприятиями (рудники «Мир», «Интернациональный») или по проектным данным (рудник «Удач- ный»). Дисконтирование затрат проводилось для условий стабильной экономики [8] при норме дисконта 6 %. Результаты моделирования представлены в табл. 1. Анализ результатов показал, что наибольшая эффективность вскрытия подкарьерных запасов месторождения «Зар- ница» обеспечивается вариантом 3, в основе которого лежит оптимальное сочетание ти- пов и мест заложения главных вскрывающих выработок на различных этапах освоения месторождения, что позволяет добиться снижения капитальных и эксплуатационных за- трат и сокращения сроков ввода подземного рудника в эксплуатацию. Литература 1. Клишин В.И. Подземная разработка алмазоносных месторождений Якутии / В.И. Клишин, А.П. Филатов. – Новосибирск: Издательство СО РАН, 2008. – 337 с. 2. Рыльникова М.В. Эффективные схемы вскрытия и комбинированной отработки рудных месторождений / М.В. Рыльникова, В.Н. Калмыков, Н.А. Ивашов // Недрополь- зование: XXI век. – 2007. – № 2. – С. 52–54. 3. Выбор варианта вскрытия подземных запасов при комбинированной разра- ботке месторождений на основе экономико-математического моделирования / И.В. Со- колов, А.А. Смирнов, Ю.Г. Антипин, И.В. Никитин, К.В. Барановский // Горный инфор- мационно-аналитический бюллетень. – 2013. – № 9. – С. 357 – 362. 4. Петросов А.А. Моделирование и оптимизация процессов на рудниках / А.А. Петросов. – М.: Недра, 1978. – 205 с. 5. Волков Ю.В. Оптимизация подземной геотехнологии в стратегии освоения руд- ных месторождений комбинированным способом / Ю.В. Волков, И.В. Соколов // Горный журнал. – 2011. – № 11. – С. 41 – 44. 6. Виленский П.Л. Оценка эффективности инвестиционных проектов. Теория и практика / П.Л. Виленский, В.Н. Лившиц, С.А. Смоляк. – М.: Дело, 2008. – 1104 с. 7. Обоснование технико-экономической целесообразности возобновления экс- плуатации Квайсинского свинцово-цинкового месторождения на основе геоинформаци- онного моделирования / С.В. Корнилков, И.В. Соколов, Ю.О. Славиковская, И.В. Ники- тин // Изв. вузов. Горный журнал. – 2014. – № 3. – С. 9 - 17. 8. Пирс Д. Инструменты и методы, используемые в международной практике для оценки и развития проектов добычи алмазов / Д. Пирс // Проблемы и пути эффективной отработки алмазоносных месторождений: междунар. научно-практическая конферен- ция, г. Мирный, 2011. – Новосибирск: Наука, 2011. – С. 118 – 128.
  • 29. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 29С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е УДК 622.275 DOI: 10.18454/2313-1586.2017.01.029 Барановский Кирилл Васильевич научный сотрудник лаборатории подземной геотехнологии, Институт горного дела УрО РАН, 620075 г. Екатеринбург, ул. Мамина-Сибиряка, 58 e-mail: geotech@igduran.ru Антонов Владимир Александрович доктор технических наук, главный научный сотрудник, Институт горного дела УрО РАН e-mail: Antonov@igduran.ru Соколов Игорь Владимирович, доктор технических наук, заведующий лабораторией подземной геотехнологии, Институт горного дела УрО РАН e-mail: geotech@igduran.ru ЗАКОНОМЕРНОСТИ ИЗМЕНЕНИЯ ПОТЕРЬ И РАЗУБОЖИВАНИЯ В КОМБИНИРОВАННОЙ СИСТЕМЕ ПОДЗЕМНОЙ ДОБЫЧИ КВАРЦЕВОГО СЫРЬЯ Baranovsky Kiril V. researcher of subsurface mining laboratory, The Institute of Mining UB RAS, 620075, Yekaterinburg, 58 Mamin-Sibiryak st. е-mail: : geotech@igduran.ru Antonov Vladimir A. Doctor of technical sciences, chief researcher, The Institute of Mining UB RAS е-mail: Antonov@igduran.ru Sockolov Igor V. Doctor of technical sciences, the head of the laboratory of subsurface mining geo-technology, The Institute of Mining UB RAS е-mail: : geotech@igduran.ru THE REGULARITIES OF VARIATION LOSSES AND DILUTION IN THE COMBINED SYSTEM OF QUARTZ RAW MATERIAL MINING Аннотация: Представлены результаты исследований пока- зателей извлечения, получаемых при разных ва- риантах комбинированной системы подземной разработки наклонных рудных тел Кыштым- ского месторождения гранулированного кварца. Варианты отличаются формой, условиями и способом отработки междукамерных целиков, обусловливающих особенности технологии очистной выемки добычного блока. Исходя из динамики показателей извлечения кварца из недр ( потерь и разубоживаниия), происходящей в связи с изменением мощности и угла падения рудного тела, проведена оценка эффективно- сти вариантов, содержащая дискретные ана- литические расчеты данных показателей, при- нятых в качестве критериев, и их последующее регрессионное моделирование. Закономерности изменений потерь и разубоживания, выявленные по моделям, дают возможность определить степень оптимальности вариантов системы разработки и целенаправленно планировать гор- ные работы. Ключевые слова: рудное тело, потери и разу- боживание кварца, нелинейная регрессия, мо- дель, оптимизация Abstract: The results of investigations the indicators of extrac- tion are presented obtained by different variants of mining inclined ore bodies of the Kishtimsky granu- lar quartz deposit by subsurface combined system. The variants are distinguished by form, conditions and mode of inter-chamber pillars development. All this provides for technology features of mining block cleaning extraction. Proceeding from the dynamics of quartz extraction indicators that is losses and di- lution that takes place in connection with both the output and ore body slope angle change, estimation of the variants efficiency is performed that contains discrete analytical calculations of the given indica- tors taken as criteria and their consequent regres- sive simulation. The regularities of losses and dilu- tion changes revealed according to models give the chance to determine both the degree of optimality the system of mining variants and to plan mining op- erations purposefully. Key words: ore body, quartz losses and dilution, non-linear regression, model, optimization  Исследования выполнены в рамках Госзадания 007-01398-17-00. Тема № 0405-2015-0010 «Теоретиче- ские основы стратегии комплексного освоения месторождений и технологий их разработки с учетом осо- бенностей переходных процессов в динамике развития горнотехнических систем»
  • 30. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 30С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Введение Кыштымское месторождение гранулированного кварца является практически единственным в России источником сырья для инновационных отраслей российской промышленности (электронной, оптической, светотехнической и др.). В связи с ограни- ченностью запасов кварца актуально создание эффективной подземной геотехнологии, обеспечивающей наиболее полное извлечение высокоценного сырья из недр. Известные в настоящее время технологии разработки наклонных рудных тел средней мощности, ос- нованные на системах с закладкой выработанного пространства твердеющими смесями, либо камерно-столбовой или подэтажного обрушения, не обеспечивают надлежащей полноты и качества извлечения руды. Основными причинами являются, соответ- ственно, загрязнение кварца ингредиентами цемента, например, содержание Са превы- шает допустимые 5,0 ppm [1], повышенные показатели потерь руды 18 – 30 % и ее разу- боживания 20 – 35 % [2, 3]. Для решения этой проблемы в ИГД УрО РАН создана ком- бинированная система разработки (КСР), представляющая сочетание двух систем в од- ном добычном блоке: с открытым очистным пространством при выемке камерных запасов и с обрушением руды и вмещающих пород при выемке междукамерных целиков (МКЦ). В результате предварительных исследований установлено, что применение КСР приво- дит к кардинальному (в 2 раза и более) снижению потерь кварца в недрах до приемле- мого уровня ниже 14 % [4]. Для условий наклонных рудных залежей средней мощности систематизированы ва- рианты КСР по следующим признакам, влияющим в наибольшей степени на полноту из- влечения руды: по форме, условиям и способу очистной выемки МКЦ [4]. Наилучшие ва- рианты, обеспечивающие минимум потерь кварца, определяются по закономерностям, отображающим влияние на них основных геологических параметров – мощности руд- ного тела и угла его падения. Однако теоретическое описание данных закономерностей еще не развито из-за сложности технологических процессов и необходимости учета мно- жества дополнительных факторов. Для восполнения отмеченных недостатков в ИГД УрО РАН создана методика определения показателей извлечения в зависимости от изменения базовых аргументов – мощности и угла падения рудного тела, при фиксиро- ванных значениях остальных факторов (ширины камер и целиков и др.). В данной статье показано, как на основе расчетов показателей потерь и разубоживания кварца, проведен- ных по данной методике, и последующего моделирования их изменений методом нели- нейной функционально-факторной регрессии выявляются технологические закономер- ности и оценивается оптимальность вариантов КСР. Варианты технологии КСР В соответствии с систематизацией рассмотрено десять вариантов КСР, из них семь признаны технически рациональными [4]. По величине потерь и показателю надежности определены наиболее перспективные для практической реализации варианты 2, 4 и 5. Они являются наиболее конкурентоспособными из-за возможности получить уровни по- терь и разубоживания ниже планируемого в наибольшем диапазоне изменения горно- геологических условий. Конструкция и параметры данных вариантов приведены на рис. 1. При отработке камер шириной 26 м формируются податливые МКЦ трапециевид- ной формы. Выпуск отбитой руды МКЦ осуществляется под консолью пород висячего бока (варианты 2 и 4) или под принудительно обрушенными до выемки МКЦ породами (вариант 5). Выпуск руды – площадной (вариант 2), торцовый (вариант 5) или комбини- рованный (вариант 4). В варианте 2 величина потерь ниже целевого уровня достигается за счет выпуска большей части запасов МКЦ под породной консолью. При этом в зону выпуска обрушенная порода вовлекается только с одной стороны – из вышележащей по- гашенной камеры. Вариант 4 отличается от варианта 2 организацией дополнительного
  • 31. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 31С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е торцового выпуска запасов МКЦ. Величина потерь в варианте 5 минимальна ввиду при- менения торцового выпуска при форме сечения отбитой руды МКЦ, близкой к форме фигуры выпуска, т.е. вписывается в эллипсоид вращения. Дискретные расчеты показателей извлечения В каждом варианте КСР в 25 точках, имеющих разные значения аргументов (мощность mi рудного тела и угол αi его падения), рассчитаны соответствующие показа- тели потерь Пi кварца и его разубоживания Рi. Значения mi задавались в интервале от 4 до 20 м (в среднем 12 м) с шагом 4 м, а αi – от 20 до 40° (в среднем 30°) с шагом 5˚. Оценка показателей извлечения кварцевого сырья производилась в пределах выделенной на месторождении элементарной выемочной единицы [5], в качестве которой принят до- бычной блок. Расчеты в рассмотренных вариантах проведены по упомянутой методике. В ней учтены основные виды и источники образования потерь. Методика обладает отно- сительной трудоемкостью, требует для реализации значительных затрат времени, т.к. со- стоит из 86-ти аналитических и последовательно взаимосвязанных соотношений техно- логических параметров. Поэтому соответствующие расчеты выполнены по специально созданной программе в пакете «Microsoft Excel». Относительная погрешность расчетов составляет 3 %. На рис. 2 а, б в качестве иллюстрации результатов, полученных в вари- анте 2 КСР, показаны распределения в координатах m и α расчетных значений показате- лей П и Р. Их интерпретация (т.е. обобщение и толкование) проведена путем формиро- вания и анализа соответствующих моделей регрессии. Рис. 1 – Варианты 2 - (а), 4 - (б) и 5- (в) комбинированной системы разработки: 1 – доставочный штрек; 2 – погрузочный заезд; 3 – траншейный штрек; 4 – буровая заходка; 5 – орт; 6 – фланговый вентиляционно-ходовой восстающий; 7 – заезд на горизонт; 8 – буро-вентиляционный штрек
  • 32. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 32С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Модели регрессии Модели построены по методологии нелинейной функционально-факторной регрес- сии, опубликованной в работе [6]. Предварительно, с доверительной вероятностью 0,95, оценен допустимый интервал коэффициента детерминации искомых моделей. Данный интервал с учетом количества точек расчета и его погрешности ограничен нижним и верхним значениями, соответственно, R2 н=0,990 и R2 в= 0,999. Общий вид моделей формируется с учетом влияющих факторов, исходя из теоретиче- ских представлений и эмпирических данных о процессах, приводящих к потерям и разу- боживанию кварца, и характерных особенностей их распределения в точках расчета. От- метим здесь влияние факторов, распространенных по аргументам, и фактора локализо- ванного в некоторой области (рис. 2 в, г). Действие распространенных факторов обуслов- лено относительным ростом объема выпускаемой руды, происходящим при изменениях параметров m и α в заданном интервале. Среди них выделим факторы, выраженные мо- нотонностями в изменении показателей П и Р. Действие факторов монотонностей, обу- словленных раздельным влиянием мощности залежи и угла ее наклона, выразим в общем виде модели соответствующими функциями – показательной  m еA и степенной μ A . Совместное их влияние выражается произведением   m еA . Действие локализованного 20 22 25 27 30 32 35 37 40 4 6 8 10 12 14 16 18 20 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28 30 П 24,00-26,00 22,00-24,00 20,00-22,00 18,00-20,00 16,00-18,00 14,00-16,00 12,00-14,00 10,00-12,00 8,00-10,00 6,00-8,00 20 22 25 27 30 32 35 37 40 4 6 8 10 12 14 16 18 20 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28 30 П 24,00-26,00 22,00-24,00 20,00-22,00 18,00-20,00 16,00-18,00 14,00-16,00 12,00-14,00 10,00-12,00 8,00-10,00 6,00-8,00 20 22 25 27 30 32 35 37 40 4 6 8 10 12 14 16 18 20 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28 30 П 24,00-26,00 22,00-24,00 20,00-22,00 18,00-20,00 16,00-18,00 14,00-16,00 12,00-14,00 10,00-12,00 8,00-10,00 6,00-8,00 20 24 27 30 33 36 40 20 17 15 12 10 7 5 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 25-26 24-25 23-24 22-23 21-22 20-21 19-20 18-19 17-18 16-17 15-16 14-15 13-14 12-13 11-12 10-11 4 8 12 16 20 20 24 28 32 36 40 Р2i, % α, º m, м 4 8 12 16 20 20 24 28 32 36 40 П2i, % m, м α, º m, м α, º П2, % m, м α, º Р2, % Рис. 2 – Распределения потерь и разубоживания кварцевого сырья в технологическом варианте 2, полученные в результате дискретных расчетов - а, б и регрессионного моделирования - в, г а б в г 14 % 13,5 %
  • 33. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 33С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е фактора наблюдается в моделях разубоживания. Оно обусловлено более быстрым зате- канием пустых пород вышележащего блока в фигуру выпуска при некоторых значениях аргументов m и α, характерных для выбранного варианта технологии. Поскольку дей- ствие таких ограничений приводит к некоторому возрастанию и спаду разубоживания на участке, то влияние данного фактора выразим в соответствующих моделях следующей двумерной функцией гауссовой формы, смещенной по осям координат и углу поворота: 2 2]cos)о(sin)([ 2 2 ]sin)о(cos)([ оо m mmmm eA        . Здесь углы , α, αо, α и расстояния m, mo, m выражены в относительном виде. Суммируя отмеченные функции, получим общий вид искомых моделей. Функциональные параметры моделей оптимизируются по данным дискретных расчетов методом приближений параболической вершины. В итоге оптимизации показа- телей в вариантах 2, 4, 5 КСР получены, соответственно, следующие статистически зна- чимые регрессионные модели потерь П2, П4, П5 и разубоживания Р2, Р4, Р5: 4,680,4943 2 40,67α1,5П m e   ; (R2 =0,9962) (R2 =0,9939) 4,810,880,88 4 )α1,145(10,4940,368П α m e   ; (R2 =0,9970) (R2 =0,9945) 4,3760,0514 5 36,315α3,18П m e   ; (R2 =0,9987) 5,0 0,5325 59,83 α 49,75 Р m e   . (R2 =0,9959) Графический вид моделей показан на рис. 2 в, г и рис. 3. ;3 α 768,24 α9,44Р 2 13,3 2]1,21cos14,76)(1,21sin35,04)[(α 2 3,57 2]1,21sin14,76)(1,21cos35,04)[(α 2,782 0,7548 0,0239 2        mm m e e ; 2 13,3 2]1,31cos14,39)(1,31sin35,75)[(α 2 4,2 2]1,31sin14,39)(m1,31cos35,75)[(α 3,7380,017 4 2,94 67,02α12,68Р        m m e e
  • 34. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 34С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Результаты моделирования Распределение отклонения регрессии П и Р от значений, полученных в дискрет- ных расчетах, близко к нормальному, а также обладает свойством гомоскедастичности при возрастании каждого аргумента – мощности рудного тела m и угла его падения . Коэффициенты детерминации моделей входят в интервал, заданный для их построения. Это означает, что средние квадратичные погрешности регрессии потерь и разубожива- ния кварца с доверительной вероятностью 0,95 объясняются погрешностью дискретных расчетов. Следовательно, математические модели регрессии выражают закономерности изменения потерь и разубоживания кварцевого сырья с указанной детерминацией адек- ватно упомянутым погрешностям. Распространенное влияние мощности m и угла  на потери и разубоживание про- исходит по-разному. Относительный вклад в регрессию каждого аргумента, оцененный по сумме парциальных значений соответствующих показательных и степенных функций в точках дискретных расчетов, отличается незначительно. Однако их влияние в отдель- ных точках (m, α) отличается во много раз. Например, в составе потерь кварца П2 сумма парциальных вкладов мощности рудного тела составляет 43 %, а угла падения – 57 %. При этом парциальное влияние на регрессию мощности залежи при ее росте уменьша- ется в 30 раз, а влияние угла падения увеличивается по мере роста α всего в 1,4 раза. Крутизна спада потерь и разубоживания кварца, происходящего при увеличении мощ- ности рудного тела, характеризуется длиной релаксации λ. В моделях потерь в вариантах 2, 4, 5 КСР получены близкие ее значения, соответственно, 4,68 м, 4,81 м, 4,38 м. В по- 20 23 27 30 33 36 40 20 16 12 8 4 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28 30 32 34 36 38 20 23 27 30 33 36 40 4 7 9 12 14 17 20 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 П X 1 X 2 20 22 25 27 30 32 35 37 40 20 17 15 12 10 7 4 0 3 5 8 10 13 15 18 20 23 25 28 30 20 24 27 30 33 36 40 20 17 15 12 10 7 5 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28 30 32 34 36 38 40 П5, % Р5, % 14 % 13,5 % m, м m, м α, º α, º в г а б П4, % Р4, % 14 % m, м m, м α, º α, º Рис. 3 – Графики регрессионных моделей потерь и разубоживания кварцевого сырья, добываемого технологией КСР в вариантах 4 – а, б и 5 – в, г
  • 35. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 35С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е казателе разубоживания кварца аналогичные значения длин релаксации заметно отлича- ются: 2,78 м, 3,74 м, 5,0 м. Данный показатель снижается наиболее интенсивно при росте m до 10 – 12 м. Это происходит из-за выпуска большего объема чистой руды МКЦ через траншейное днище. Отметим, что показатели извлечения при росте угла наклона  из- меняются менее значительно, что отображено степенными функциями, имеющими по- казатели степени намного меньше единицы. Характерной особенностью разубоживания кварца в вариантах 2 и 4 КСР явля- ются обнаруженные в ограниченной области аргументов m (10 – 18 м) и  (30 – 40°) локальные максимумы. Небольшое увеличение разубоживания, выраженное здесь сим- метричной функцией гауссовой формы, объясняется неполным выпуском отбитой руды, расположенной на лежачем боку жилы. Локальный максимум, найденный по модели Р2, находится в координатах 14,8 м, 35 °, а по модели Р5 – в координатах 14,4 м, 35,7°. Соот- ветствующие параметры релаксации 3,57, 4,2, 13,3 характеризуют крутизну нарастания и спада отмеченных максимумов. Оптимальность вариантов КСР оценена по величине критериев –показатель по- терь Пц должен быть меньше 14 %, а разубоживания Рц – меньше 13,5 %. Показатели потерь и разубоживания, полученные в дискретных расчетах, при средних значениях m = 12 м и  = 30° приведены в табл. 1. Таблица 1 Усредненные показатели потерь и разубоживания в вариантах КСР Показатель Варианты КСР 2 4 5 Потери, % 10,68 9,88 6,39 Разубоживание, % 11,97 18,01 14,24 Сравнивая данные таблицы, отметим, что показатели лишь второго варианта КСР удовлетворяют обоим критериям. Более уточненные оценки проведем с помощью моделей. Интервалы мощности рудного тела mцп и mцр, отвечающие требованиям соответствующих критериев потерь и разубоживания, выразим функциональными неравенствами, построенными по изоли- ниям моделей. В варианте 2 КСР получены ограничения в виде неравенств: 07700980 551 цп2 ,α,m ,  ; 237 3184 5812цр , α , m ,  ; .1 52 ]181cos2514181sin935[( 650 ]181sin2514181cos935[( 2 2 ц 2 2 ц     , ,),(m,),α , ,),(m,),α В варианте 4 ограничивающее неравенство найдено лишь в потерях: 6804070 8950 цп4 ,α,m ,  , а в показателе разубоживания все модельные значения оказались выше целевого уровня. В варианте 5 получены следующие ограничения: 3,95α1,344 0,051 5цп m ; 9,35 α 458,4 1,51цр5 m . Графики границы рудного тела, построенные по функциям приведенных нера- венств, показаны пунктиром в объемном изображении показателей на рис. 2 и 3, а также в плане рудного тела на рис. 4.
  • 36. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 36С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е В результате оценок становится очевидным, что вариант 4 КСР следует исклю- чить из рассмотрения на оптимальность, т. к. на всем интервале мощности рудного тела не выполняются требования к разубоживанию кварцевого сырья. Это согласуется с от- носительно высоким значением длины релаксации (5 м) динамической части модели Р4, зависящей от мощности. Интервалы мощности рудного тела в варианте 2 КСР, соответ- ствующие критериям потерь и разубоживания, отличаются незначительно (больше 8 – 10 м). Их нижние границы расположены в области мощности, составляющей прибли- женно 2,5 длины релаксации соответствующих экспонент, содержащихся в моделях П2 и Р2. В варианте 5 КСР подобные интервалы отличаются существенно. Мощность руд- ного тела, установленная по критерию потерь кварца, больше 5,3 м, а по критерию разу- боживания – больше переменного значения 11 – 14 м, составляющего в среднем 12 м. Сравнивая варианты 2 и 5 КСР, можно сделать вывод об оптимальности варианта 2, поскольку вариант 5 содержит относительно повышенное ограничение мощности руд- ного тела, установленное критерием разубоживания. Наличие в варианте 2 локализован- ного участка с превышением целевого показателя разубоживания, расположенного внутри эллипса (см. рис 4б), не меняет положение, поскольку его размер намного меньше разности mцр5 - mцр2 , которую пришлось бы принять в варианте 5. Однако поскольку по абсолютной величине потерь преимущество имеет вариант 5 КСР, то окончательный вы- бор следует сделать на основе экономико-математического моделирования по экономи- ческому критерию прибыли на 1 т погашаемых балансовых запасов обычного блока в пределах установленных границ рудного тела. Выводы Кардинальное (до 2 раз) снижение потерь кварца при разработке уникального Кы- штымского месторождения может быть достигнуто за счет применения комбинирован- ной системы разработки, включающей камерную выемку основных запасов блока и от- работку междукамерных целиков подэтажным обрушением. Наиболее перспективными по снижению потерь до 6,4 – 10,7 %, являются вари- анты КСР, конструктивной особенностью которых является увеличенная до 26 м ширина камер и МКЦ трапециевидной формы, которые отрабатываются под породной консолью или под принудительно обрушенными породами висячего бока. Созданные модели нелинейной функционально-факторной регрессии, описываю- щие с высокой достоверностью изменения показателей потерь и разубоживания кварце- вого сырья, дают возможность выявлять закономерности размещения в геопространстве 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 20 24 28 32 36 40 0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 20 24 28 32 36 40 2 4 5 2 2 5 mцп, м mцр, м ,  ,  Рис. 4 – Графики изменения мощности рудного тела, соответствующие целевым показателям потерь 14 % – а и разубоживания 13,5 % – б кварцевого сырья (2, 4, 5 – номера вариантов КСР) а б
  • 37. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 37С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е границ и участков рудного тела, освоение которых отвечает требованиям полноты из- влечения кварца из недр, что позволяет обоснованно выбрать варианты КСР и целена- правленно планировать горные работы. Литература 1. ТУ 5726-002-11496665-97. Технические условия на кварцевые концентраты из при- родного кварцевого сырья для наплава кварцевых стекол. - М., 1997. – 25 c. 2. Соколов И.В. Выбор подземной геотехнологии отработки наклонного месторожде- ния кварца на основе экономико-математического моделирования / И.В. Соколов, Ю.Г. Антипин, К.В. Барановский // Горный информационно-аналитический бюллетень. - 2016. - №5. - С. 346 - 356. 3. Соколов И.В. О формировании научно-технологического задела для внедрения ком- плексной геотехнологии добычи и переработки высокоценного кварца / И.В. Соколов, С.В. Корнилков, А.Д. Сашурин, В.Г. Кузьмин, В.С. Шемякин // Горный журнал. - 2014. - № 12. - C. 44 - 50. 4. Ресурсосберегающая технология подземной разработки месторождения высокоцен- ного кварца / И.В. Соколов, Ю.Г. Антипин, К.В. Барановский, А.А. Рожков // ФТПРПИ. – 2015. - № 6. - С. 133-145. 5. Правила охраны недр (ПБ 07-601-03). Утв. Госгортехнадзором России 18.06.03. / ГУП НТЦ БП – Вып. 11 – М., 2003. 6. Антонов В.А. Отображение горно-технологических закономерностей функцио- нально-факторными уравнениями нелинейной регрессии / В.А. Антонов, М.В. Яковлев // Горный информационно-аналитический бюллетень. - 2011. - ОВ № 11. - С. 571 - 588.
  • 38. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 38С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е УДК 622.61/.67 DOI: 10.18454/2313-1586.2017.01.038 Громов Евгений Викторович научный сотрудник, Горный институт КНЦ РАН, 184209, г. Апатиты, Мурманская обл., ул. Ферсмана, д. 24 e-mail: evgromov@goi.kolasc.net.ru ОБОСНОВАНИЕ ВОЗМОЖНОСТИ РЕКОНСТРУКЦИИ ПОДЗЕМНОЙ ТРАНСПОРТНОЙ СХЕМЫ РУДНИКА ПРИ ПЕРЕХОДЕ НА ПЕРСПЕКТИВНЫЕ СПОСОБЫ ТРАНСПОРТИРОВАНИЯ РУДЫ (НА ПРИМЕРЕ ГОР. +170 М КУКИСВУМЧОРРСКОГО МЕСТОРОЖДЕНИЯ) Gromov Eugene V. researcher, The Mining Institute KSC RAS, 184209, Apatite Murmansk region, 24 Fersman st.. е-mail: evgromov@goikolasc.net.ru GROUNDING THE POSSIBILITY OF RECONSTRUCTION THE UNDERGROUND MINE TRANSPORT SYSTEM BY TRANSITION TO PERSPECTIVE ORE TRANSPORTATION PROCESSES (ON THE EXAMPLE OF+170 M LEVEL OF THE KUKISVUMCHORSKY DEPOSIT) Аннотация: Представлена проблематика сохранения эф- фективности работы подземных транспорт- ных комплексов при освоении месторождений с большим сроком эксплуатации. На примере от- работки запасов руды бл.7/10 гор.+170 м Ку- кисвумчоррского месторождения Объединен- ного Кировского рудника АО «Апатит» разра- ботаны рациональные варианты модернизации схемы транспортирования руды с переходом на альтернативные виды транспорта. Для предло- женных вариантов выполнено технико-эконо- мическое сравнение с существующей транс- портной схемой. Обоснована целесообразность применения инновационной транспортной си- стемы «Rail-Veyor», представляющей комбина- цию конвейерного и железнодорожного транс- порта. Ключевые слова: транспортная схема, место- рождение, подземная разработка, технико-эко- номическое сравнение, дисконтирование за- трат, автосамосвал, электровозный транс- порт, дробильно-конвейерный комплекс, Rail- veyor Abstract: The range of problems of maintaining the under- ground transport systems efficiency during the de- velopment long-term exploration deposits is pre- sented. . On the example of mining block 7-10 +170m level of the Kukisvumchorsky deposit ore reserves of the United Kirovsky mine of JSC «Apatite» rational modernization schemes of ore transportation are worked out by transition to al- ternative modes of transport. For the proposed var- iants technical-and-economic comparison with the existing transportation scheme is performed. The expediency of the “Rail-Veyor” innovative transport system is grounded; it presents a combi- nation of conveyor and rail transport. Key words: transport scheme, deposit, underground mining, technical-and-economic comparison, ex- penses discounting, dump truck, locomotive transport, the “Rail-Veyor” crushing and conveying complex. Введение Повсеместное понижение глубины ведения горных работ, снижение качества по- лезных компонентов в рудах, вовлечение в отработку месторождений со сложными горно-геологическими условиями залегания – все это требует постоянного развития и совершенствования техники и технологии горного производства, модернизация которых в свою очередь влечет за собой необходимость изменения структуры технологических процессов, их адаптацию к изменяющимся внешним факторам и стандартам. Так, при отработке мощных месторождений с большим сроком эксплуатации су- ществующие транспортные схемы рудников зачастую постепенно теряют свою эффек- тивность, т. к. с течением времени начинают в недостаточной мере соответствовать из- менившимся требованиям в области энергоэффективности, автоматизации и безопасно- сти производства. В подобных случаях возникает вопрос о целесообразности перехода на новые перспективные виды транспорта и о модернизации существующих транспорт- ных систем.
  • 39. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 39С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е На эффективность перехода на новые схемы транспортирования в условиях рабо- тающего предприятия оказывают влияние следующие основополагающие факторы: - возможность обеспечения бесперебойной работы эксплуатируемой транспорт- ной схемы в период строительства новой; - максимальное использование инфраструктуры существующего транспортного комплекса рудника после ее усовершенствования; - минимальные капитальные затраты, связанные со строительством новых транс- портных выработок и приобретением необходимого оборудования [1]. Описание существующей транспортной схемы гор. +170 м Кукисвумчоррского месторождения На всех концентрационных горизонтах Объединенного Кировского рудника АО «Апатит» эксплуатируется кольцевая схема откатки руды по однопутевым, а на глав- ных откаточных штреках по двухпутевым выработкам с применением электровозного транспорта. Откатка горной массы производится электровозами 2К-14 (спарка) и К-14 в вагонетках ВГ-9А по рельсам железнодорожной узкой колеи типа Р-43 и Р-50. После погрузки горной массы в железнодорожные вагоны из участковых рудо- спусков (рис. 1), оборудованных вибропитателями типа ВДПУ-4ТМ, составы направля- ются к станциям разгрузки № 1, 2, которые оснащены круговыми опрокидывателями типа ОКР. В период 2015 – 2019 гг. в связи с реконструкцией Главного ствола № 1 весь руд- ный грузопоток с гор. + 170 м планируется перепускать в комплексы подземного дроб- ления (КПД) Главного ствола № 2. Рис. 1 – Концентрационный гор. +170 м при эксплуатации электровозного транспорта Разработка альтернативных вариантов транспортирования руды В качестве базовой рассматривается существующая схема транспортирования (вариант № 1), представленная выше. Разработка перспективных вариантов реконструкции транспортной схемы выпол- нена на примере транспортирования запасов руды бл. 7/10 гор. +170 м, отработка кото- рого предусмотрена сразу после окончания очистных работ в бл. 10/14, разрабатываемом в настоящее время. Предполагаемые варианты транспортных схем, в зависимости от видов применя- емого оборудования, предусматривают:
  • 40. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 40С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е – эксплуатацию дробильно-конвейерных комплексов (ДКК) с использованием мобильных или полустационарных дробилок (вариант № 2); – транспортирование руды седельными тягачами типа «Scania» G480CA6x4ESZ E5, оборудованными автосамосвальными полуприцепами (вари- ант № 3); – применение транспортной системы «Rail-veyor», представляющей комбинацию конвейерного и железнодорожного транспорта (вариант № 4). Вариант № 2 Согласно данному варианту транспортирования, руда, поступающая на гор. +170 м по рудоспускам, предварительно проходит стадию крупного дробления. Да- лее сборочными ленточными конвейерами (СЛК) она передается через рудоспуски на гор. +150 м, оборудованный магистральными конвейерами (МЛК-1 и МЛК-2), по кото- рым руда поступает на существующий наклонный конвейерный ствол гор. +170 м. Схема подготовки бл. 7/10 гор. +170 м с использованием конвейерного транспорта представ- лена на рис. 2. Рис. 2 – Схема транспортного гор. +170 м с использованием ДКК В целях оптимизации расстояния транспортирования при отработке последую- щих блоков, конвейер МЛК-1 проложен по криволинейной траектории с 2 поворотами в плане радиусом 1000 м. Чтобы сократить затраты на приобретение оборудования дроб- ления и выпуска, предусматривается эксплуатация 3-х мобильных или полустационар- ных дробилок типа «Hazemag» SK 1310, работающих под навалом руды и не требующих устройства вибропитателей [2, 3]. Главные откаточные выработки, окольцовывающие бл. 7/10, остаются не задействованными в процессе транспортирования в период строи- тельства, что позволяет сохранить полноценную работу электровозного транспорта. Вариант № 3 Данная технологическая схема предусматривает использование поверхностных седельных тягачей типа «Scania» G480CA6x4ESZ E5, оснащенных каталитическими нейтрализаторами выхлопных газов, оборудованных автосамосвальными полуприце- пами «Новтрак» грузоподъемностью 66 т. Опытная эксплуатация подобных автосамосвалов выполнялась на Удачнинском ГОКе АО «Алроса», где после модернизации кузова полуприцепа были получены поло-
  • 41. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 41С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е жительные результаты, обусловленные повышением коэффициента технической готов- ности с 0,55 до 0,84 и снижением себестоимости транспортирования в 2 раза по сравне- нию с традиционными автосамосвалами. Общий вид автосамосвала с полуприцепом представлен на рис. 3. Рис. 3 – Автосамосвал «Scania», разработанный для АО «Алроса» [4] Погрузка автосамосвалов осуществляется аналогично варианту № 1. Разгрузка руды происходит в бункера корпуса крупного дробления (ККД) у главного ствола № 2 (ГС-2), расположенные в камерах опрокидывателей № 1, 2. Чтобы сохранить работу электровозного транспорта в период строительства транспортной схемы, разгрузка руды будет осуществляться в камерах опрокидывателей № 1, 2 у ГС-1 (рис. 4). Применение на откатке горной массы грузовиков «Scania» позволяет сократить затраты на приобретение парка техники по сравнению со специализированными подземными автосамосвалами других зарубежных производителей [5, 6]. Рис. 4 – Схема транспортного гор.+170 м с использованием автомобильного транспорта Вариант № 4 Транспортирование горной массы предполагается осуществлять при помощи си- стемы «Rail-veyor» (Канада) (рис. 5). Система состоит из ряда вагонеток на одноосном рельсовом ходу, выполненных в форме открытых желобов, шарнирно-сочлененно соеди-
  • 42. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 42С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е ненных между собой посредством специальной вилки, позволяющей двигаться криволи- нейно с горизонтальными радиусами от 15 до 20 м. Для передвижения поездов не требу- ется их оснащения двигателями, т. к. используются расположенные через определенное расстояние тяговые приводные станции, перемещающие поезда при помощи боковых шин, что позволяет экономить электроэнергию. Рис. 5 – Общий вид транспортной системы «Rail-veyor» [6] Управление системой осуществляется дистанционно с пульта диспетчера, распо- ложенного, как правило, на поверхности рудника. Длина такого поезда может достигать 402 м при грузоподъемности до 170 т. Распределение веса поезда по его длине суще- ственно снижает удельную нагрузку на транспортные пути и дает возможность исполь- зовать облегченные рельсы типа Р-18 без устройства шпал. Транспортная схема при дан- ном варианте аналогична варианту № 3 с разгрузкой в ККД ГС-2 посредством переворота вагонеток на 180 градусов. Процессы погрузки и разгрузки могут осуществляться непре- рывно [6]. Общий вид подземной разгрузочной станции на шахте «Phakisa» ( ЮАР) приве- ден на рис. 6 [7]. Рис. 6 – Станция разгрузки системы «Rail-veyor» на шахте «Phakisa» ( ЮАР) [7] Среди отечественных разработок в области развития подземного транспорта можно выделить автопоезд типа АШ-75, разработанный совместно ИГД УрО РАН и НИПИгормаш в 1980-х годах. Автопоезд конструктивно представляет собой своего рода промежуточное звено между вариантами № 3, 4. АШ-75 был предназначен для транс- портирования абразивной горной массы по подземным выработкам сечением 10 м2 и бо- лее с грузоподъемностью до 75 т [8]. Достоинства и недостатки по рассматриваемым вариантам представлены в табл. 1.
  • 43. Таблица 1 Характеристики вариантов транспортирования руды по гор. +170 м Вариант транспортирования Достоинства Недостатки Вариант № 1 (существующий) - не требуется изменения транспортной схемы; - не требуется приобретения оборудования; - оборудование отечественного производства. - высокие расходы, связанные с поддержа- нием транспортных коммуникаций; - длительность операций погрузки и разгрузки руды; - высокий расход электроэнергии; - значительный штат рабочего персонала. Вариант № 2 - высокая степень автоматизации ДКК; - относительно низкие эксплуатационные расходы; - возможность работы без вибропитателей. - требуются значительные изменения транс- портной схемы; - высокие капитальные затраты на проведение горных выработок и приобретение оборудо- вания; - необходимость предварительного дробления руды. Вариант № 3 - относительно невысокая стоимость приобретаемого оборудо- вания; - использование существующих транспортных выработок; - мобильность. - значительные расходы на раскоску горных выработок; - высокие затраты на дизельное топливо; - трудности с проветриванием горных вырабо- ток; - значительный штат рабочего персонала. Вариант № 4 - использование существующих транспортных выработок; - незначительные затраты на раскоску выработок в связи с ма- лыми габаритами оборудования; - высокая автоматизация, простота и безопасность системы; - наиболее низкие эксплуатационные расходы; - дешевизна и быстрота монтажа дорожного пути. - высокие капитальные затраты на приобрете- ние оборудования; - незначительный опыт эксплуатации.
  • 44. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 44С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Технико-экономическое сравнение вариантов транспортирования Определение капитальных затрат выполнено по статьям: – горнопроходческие работы; – раскоска существующих горных выработок; – приобретение и монтаж оборудования транспортных комплексов. Результаты расчетов сведены в табл. 2. Расчет эксплуатационных затрат для базового варианта № 1 и проектируемых схем транспортирования (варианты № 2 – 4) выполнен за период отработки запасов бл. 7/10 гор. +170 м по следующим статьям расходов: – вспомогательные материалы; – электроэнергия; – услуги производственного характера; – затраты на оплату труда; – отчисления на социальные нужды; – амортизация основных фондов. Таблица 2 Капитальные затраты по разработанным вариантам транспортирования N п/п Статьи затрат Варианты транспортирования Вариант № 2 Вариант № 3 Вариант № 4 1 Проведение горных выработок, тыс. руб. 1 012 264,5 506 813,0 230 938,6 2 Раскоска существующих горных выработок, тыс. руб. 42 288,7 684 898,2 35 419,9 3 Приобретение и монтаж оборудо- вания, тыс. руб. 489 059,4 304 120,1 436 800 Всего, тыс. руб. 1 543 612,6 1 495 831,3 703 158,5 Сводные эксплуатационные расходы представлены на рис. 7. Рис. 7 – Распределение эксплуатационных расходов между вариантами транспортирования 1,6 13,1 10,9 58,7 20,9 38,5 2,0 11,5 8,7 53,3 18,9 33,8 1,0 44,7 8,7 58,0 20,6 75,3 1,4 8,3 8,6 43,1 15,3 43,6 0,00 10,00 20,00 30,00 40,00 50,00 60,00 70,00 Вспомогательные материалы Электроэнергия/д изельноетопливо Услуги производственног охарактера Затратына оплатутруда Отчисленияна социальные нужды Амортизация основныхфондов Затратызагод,млн.руб./год Вариант №1 (электровозы) Вариант №2 (ДКК) Вариант №3 (автосамосвалы) Вариант №4 (rail-veyor)
  • 45. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 45С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Затраты на горнопроходческие работы распределены по потонной ставке пропор- ционально запасам руды, приходящимся на них. Затраты на конвейерный поезд опреде- лены по данным компании «Rail-Veyor Technologies Global Inc», а также по стандартным методикам расчетов. Из графика видно, что наибольшие расходы свойственны варианту № 3 с приме- нением автомобильного вида транспорта. Наименьшие операционные расходы харак- терны для вариантов № 2 и 4 благодаря высокой степени автоматизации и энергоэффек- тивности этих транспортных систем. При оценке финансово-экономической эффективности инвестиционного проекта с целью учета неравноценности сумм платежей, относящихся к разным временным пе- риодам, а также снижения стоимости денежных ресурсов с течением времени выполня- ется дисконтирование денежного потока. При этом с учетом методических рекоменда- ций по оценке эффективности инвестиционных проектов при инвестировании в условиях работающего предприятия норма дисконтирования может быть уменьшена с поправкой на снижение рисков [9]. С учетом этих факторов в работе выполнена оценка затрат на строительство и эксплуатацию транспортных комплексов за 25 лет работы гор. +170 м. Расчет производился как с учетом дисконтирования (поскольку при временных лагах бо- лее 10 лет и стандартной ставке дисконта 10 – 12 % затраты практически нивелируются, принята ставка дисконта, равная 5 %) (рис. 8а), так и без него (рис. 8б). Рис. 8 – Суммарные затраты на строительство и эксплуатацию транспортных комплексов за 25 лет работы гор. +170 м: а) с учетом дисконтирования; б) без учета дисконтирования
  • 46. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 46С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Основные технико-экономические показатели (ТЭП) по рассматриваемым вари- антам представлены в табл. 3. Таблица 3 Основные ТЭП по рассматриваемым вариантам Наименование показателей Единицы измерения Варианты № 1 № 2 № 3 № 4 Годовая добыча руды млн т 2-4 2-4 2-4 2-4 Капитальные вложения: млн руб. 0,00 1543,6 1495,8 703,2 - горно-капитальные работы -"- 0 1054,5 1191,7 266,4 - оборудование -"- 0,00 489,1 304,1 436,8 Годовые эксплуатационные затраты, всего -"- 143,7 128,1 208,3 120,4 в том числе амортизация -"- 38,53 33,8 75,3 43,6 Себестоимость дробления и транспорти- рования 1 т руды, всего руб. 71,87 64,1 104,1 60,2 в т. ч. амортизация основных фондов -"- 19,26 16,9 37,7 21,8 Себестоимость дробления и транспорти- рования 1 т руды (с учетом дополнитель- ных затрат на погашение ГПР) -"- 71,87 141,4 137,0 67,9 Суммарные денежные затраты за 25 лет, всего млн руб. 7000 10667 14482 6351 - то же с учетом дисконтирования (ставка дисконта 5%) -"- 4069 6545 8856 3930 Выводы Результаты выполненной технико-экономической оценки целесообразности мо- дернизации транспортной схемы гор. +170 м Объединенного Кировского рудника АО «Апатит» с переходом на альтернативные виды транспорта позволяют говорить о том, что из всех рассматриваемых вариантов наиболее затратным является вариант с при- менением автосамосвалов, который уступает существующей схеме уже на стадии оценки эксплуатационных расходов на 45 %. Основными причинами являются высокие расходы на дизельное топливо и амортизационные отчисления. Меньшие затраты характерны для вариантов с применением ДКК и конвейерных поездов. Экономия по эксплуатационным расходам относительно базового варианта с электровозным транспортом составляет 22,4 и 33,5 %, соответственно. Однако варианту с ДКК свойственны высокие затраты на дополнительные горнопроходческие работы – 1,54 млрд руб. (по сравнению с 0,7 млрд руб. для конвейерных поездов). При погашении этих затрат на количество промышленных запасов руды по потонной ставке себестои- мость дробления и транспортирования по вариантам с ДКК и конвейерными поездами составит 141,4 и 67,9 руб./т, тогда как для существующей схемы она равна 71,87 руб./т. При рассмотрении кумулятивных денежных затрат за 25 лет эксплуатации транс- портных схем видно, что инвестирование в строительство транспортной схемы для кон- вейерных поездов окупается относительно базового варианта через 12 лет без учета дис- контирования и через 17 лет с дисконтированием при ставке дисконта 5 %. Таким образом, установлено, что при отработке рассматриваемого блока гори- зонта +170 м может быть целесообразен переход на транспортную схему с применением конвейерных поездов, что не потребует существенных изменений в схеме транспортных коммуникаций и окупается в течение времени отработки запасов горизонта.
  • 47. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 47С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Литература 1. Лукичев С.В. Обоснование способов вскрытия рудных месторождений с при- менением различных комбинаций конвейерного транспорта / С.В. Лукичев, О.В. Бело- городцев, Е.В. Громов // Физико-технические проблемы разработки полезных ископае- мых. - 2015. - № 3. – С. 72 - 82. 2. Громов Е.В. Разработка способов вскрытия глубокозалегающих рудных место- рождений с применением современных типов конвейерного транспорта / Е.В. Громов // Проблемы недропользования. – 2015. – Вып. 2. – С. 62 - 74. 3. Громов Е.В. Обоснование способов вскрытия рудных месторождений с приме- нением различных типов конвейеров / Е.В. Громов // Сборник научных трудов Кольского филиала ПетрГУ. – Вып. 8. – Апатиты: КФ ПетрГУ, 2015. - С. 4 - 9. 4. «Север-Скан» поставил самосвальные автопоезда Scania R620 крупнейшей ал- мазодобывающей компании «АЛРОСА» [Электронный ресурс] – Режим доступа: URL http://www.severscan.ru / 5. Зырянов И.В. Опытно-промышленная эксплуатация многозвенных автопоездов Scania в Удачнинском ГОКе / И.В. Зырянов, А.П. Павлов // Горная промышленность. - 2014. - № 6.– С. 38 – 40. 6. Rail-Veyor material handling system [Электронный ресурс] - Режим доступа: URL http://www.railveyor.com/ 7. Rail-veyor / B. Nel, A. Pretorius // IBR underground mining conference Phakisa mine. - 2013. - 51 p. 8. Яковлев В.Л. Новые специализированные виды транспорта для горных работ / В.Л. Яковлев, П.И. Тарасов, А.Г. Журавлев // Екатеринбург: УрО РАН, 2011. – 375 с. 9. Методические рекомендации по оценке эффективности инвестиционных про- ектов / Н.Г. Алешинская и др. - М.: Экономика, 2004. – 221 с.
  • 48. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 48С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е УДК 622.34:658.62.018.012.004.9 DOI: 10.18454/2313-1586.2017.01.048 Павлишина Дарья Николаевна младший научный сотрудник, Горный институт КНЦ РАН, 184209 г. Апатиты, Мурманская обл. ул. Ферсмана, 24 e-mail: shibaeva_goi@mail.ru Шумилов Павел Александрович ведущий программист, Горный институт КНЦ РАН Терещенко Сергей Васильевич заведующий лабораторией, декан горного факультета, Горный институт КНЦ РАН, Кольский филиал Петрозаводского государственного университета, 184209, Мурманская обл., г. Апатиты, ул. Лесная, 29 РАЗРАБОТКА ИНСТРУМЕНТА ФОРМИРОВАНИЯ ЭФФЕКТИВНЫХ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ СХЕМ СТАБИЛИЗАЦИИ КАЧЕСТВА РУДОПОТОКА Pavlishina Darya N. junior researcher, The Mining Institute Kola science center RAS, 184209, Russia, Apatite Murmansk region, 24 Fersman st. e-mail: shibaeva_goi@mail.ru Shumilov Pavel A. programming supervisor, The Mining Institute Kola science center RAS Tereshchenko Sergey V. the head of the laboratory, the dean of mining faculty, The Mining Institute, Kola science center RAS, Kola Branch of Petrozavodsk State University, 184209, Russia, Apatite, Murmansk region, 29 Lesnaya st. WORKING OUT A TOOL FOR FORMATION EFFICIENT TECHNOLOGICAL PROCESSES OF ORE FLOW QUALITY STABILIZATION Аннотация: Разработан программный модуль «Управление качеством руд», обеспечивающий информаци- онную поддержку процесса формирования эф- фективных технологических схем по стабилиза- ции качества рудопотока. Управление каче- ством добытой руды реализуется за счет регу- лирования движения транспортных потоков, применения процесса предконцентрации, фор- мирования плана загрузки усреднительного штабеля. Ключевые слова: алгоритм управления каче- ством руд, усреднение, предконцентрация Abstract: The authors have worked out a software module “Ore grade control” which provides information support to efficient technological processes for- mation for ore flow quality stabilization. Quality control of ore recovered is realized by regulating the movement of transport flows, applying pre-concen- tration and forming the blending pile loading plan. Key words: ore quality control algorithm, averag- ing, pre-concentration. Одним из важнейших параметров, определяющих работу горнорудного предпри- ятия, является содержание полезного компонента (ПК) в добываемых рудах. Необходи- мость поддержания значения содержания ПК в установленных пределах (на уровне за- данного обогатительной фабрикой качества с минимальной величиной колебаний), обу- словлена высокой инерционностью обогатительного производства: при отклонении со- держания полезного компонента от регламентируемого уровня оно не способно в опера- тивном режиме внести изменения в технологический процесс. Количественным крите- рием колебаний (отклонений содержания полезного компонента от регламентируемого уровня) является величина его среднеквадратичного отклонения (СКО). Минимизиро- вать значение СКО позволяют технологические решения, направленные на формирова- ние и стабилизацию качества поступающей на переработку руды. Существуют два основных пути формирования качества: усреднение, стабилизи- рующее содержание полезного компонента за счет интенсивного перемешивания рудной массы разного качества, и разделение технологического потока по сортам или на рудную и породную части, реализация которых обычно предполагает их раздельное использова- ние. Один из путей модернизации существующих систем подготовки рудной массы к
  • 49. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 49С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е переработке основан на использовании сочетания способов формирования и стабилиза- ции качества с целью минимизации их недостатков. Решение этой задачи возможно с помощью анализа качественных характеристик руды в массиве и определения необхо- димой последовательности технологических решений (рис. 1). Согласно алгоритму управления качеством руд, представленному на рис. 1, выбор технологических решений определяется исходя из природных особенностей минерального сырья: содержания ос- новного полезного компонента, характера его распределения в исследуемом объеме ме- сторождения, наличия включений пустых и слабоминерализованных пород и их соответ- ствия технологическим требованиям перерабатывающего производства (бортовое и ре- гламентируемое содержание ПК). Количественным критерием характера пространствен- ного распределения полезного компонента в исследуемом объеме месторождения при- нят предложенный профессором В.А. Мокроусовым показатель контрастности M [1], величина которого рассчитывается по формуле 𝑀 = ∑ |𝑦𝑖 − 𝛼| ∙ 𝑚𝑖 𝑛 𝑖=1 𝛼 ∙ ∑ 𝑚𝑖 𝑛 𝑖=1 , где α – среднее содержание ПК в изучаемом объекте; yi – содержание полезного компо- нента в i-ом элементе объема; mi – масса i-го элемента объема горной массы; n – количе- ство i-ых элементов в объеме горной массы. Для количественного описания объемов породных включений используется по- казатель наличия пустых пород N [2]: 𝑵 = ∑ (𝑦𝑖 − θ)𝑚𝑖 𝑛 𝑖=1 ∑ |𝑦𝑖 − θ|𝑚𝑖 𝑛 𝑖=1 , где θ – бортовое содержание ПК. Рис. 1 – Алгоритм управления качеством руд: с – регламентируемое содержание полезного компонента в питании обогатительной фабрики; δ – среднеквадратичное отклонение данет данет нетда данет нет да данет Обогатительная фабрикаУсреднение |𝑎 − 𝑐| ≤ 𝛿 Отвал Строительный материал Закладочный материал N=1 α>θ М<0,4 (𝛼 − с) > 𝛿 |𝑎 − 𝑐| ≤ 𝛿 Породный продукт Рудный продукт Предконцентрация Рудная масса
  • 50. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 50С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Автоматизация задачи формирования и стабилизации качества рудопотока реали- зована в программном модуле «Управление качеством руд»1 . Разработанный инструмент обеспечивает информационную поддержку принятия технологических решений на этапе оперативного планирования и управления горнодобычными работами. На рис. 2 представлен первый этап работы программного модуля. Рис. 2 – Первый этап формирования качества минерального сырья: «Классификация исходной руды» В левой части экрана (рис. 2) отображаются входные параметры, импортирован- ные из текстовых или табличных документов, в том числе созданных в различных про- граммных комплексах (например, MineFrame [3]), в правой части – результат первого этапа формирования качества минерального сырья «Классификации исходной руды» (определение типо-сортов руды). Распределение объемов руды осуществляется по четы- рем направлениям: «Предконцентрация», «Обогатительная фабрика», «Усреднительный склад» и «Отвал». Объемы, удовлетворяющие условию “с = регламентируемое содержа- ние ПК”, направляются на обогатительную фабрику. При входных параметрах, соответ- ствующих условиям системы { с ≠ регламентируемое содержание ПК с > минимальное содержание ПК, 𝑁 = 1 𝑀 ≤ 0,4 1 В разработке программного модуля принимал участие студент горного факультета Кольского филиала Федерального государственного бюджетного образовательного учреждения высшего образования «Пет- розаводский государственный университет»
  • 51. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 51С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е заполняется блок «Усреднительный склад». Формирование блока «Предконцентрация» осуществляется для объемов, удовлетворяющих условиям { с ≠ регламентируемое содержание ПК с > минимальное содержание ПК . 𝑁 ≠ 1 𝑀 > 0,4 Объемы с содержанием ПК ниже или равным минимальному (с ≤ минимальное содержа- ние ПК) направляются в блок «Отвал». Таким образом, по результатам реализации первого этапа управления качеством руды определены объемы, не требующие дальнейших рудоподготовительных операций («Обогатительная фабрика»), и объемы, для формирования регламентируемого качества которых необходимо применение разделительных («Предконцентрация») и усредни- тельных мероприятий («Усреднительный склад»). При условии наличия объемов руды, содержащих часть пустых пород (рудной массы с содержанием ПК ниже минимального), осуществляется операция предконцен- трации. Результатом разделения (1) являются два продукта: обогащенный и отвальный (рис. 3). Отвальный продукт направляется в отвал или может использоваться в качестве строительного материала. Обогащенный продукт, согласно качественным характеристи- кам, перемещается в блок «Обогатительная фабрика» или в блок «Усреднительный склад» (2). В случае неудовлетворительных результатов процесса разделения, отсутствия возможности реализации предконцентрации или других причин руда может быть направлена на усреднительный склад, вне зависимости от ее характеристик. Рис. 3 – Диалоговое окно «Результаты предконцентрации» 1 2
  • 52. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 52С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Модель усреднительного склада отражает основные свойства складов шеврон- ного типа (рис. 4), формирование которых осуществляется с использованием укладчи- ков, совершающих возвратно-поступательные движения по центральной линии штабеля. Шевронный способ представляет собой штабелирование большого числа слоев, имею- щих убывающую толщину поверх друг друга. Регулирование толщины слоя обеспечива- ется за счет изменения скорости движения сбрасывающей установки. Недостаток применения шевронного способа для формирования штабеля (сегре- гация материала: мелкие фракции остаются в центральной части штабеля, а крупные ссыпаются вниз) минимизируется использованием торцевого способа выемки, предпо- чтительно оборудованием типа «Усреднитель» (рис. 5). а б Рис. 4 – Схема формирования а – продольного и б – кругового усреднительного склада шевронного типа Рис. 5 – Разгрузка склада с использованием разгрузочного оборудования типа «Усреднитель»
  • 53. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 53С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Исходные данные для формирования усреднительного склада, обусловленные возможностями и режимом работы обогатительной фабрики, задаются пользователем (рис. 6). На основе методики [4] рассчитываются геометрические параметры штабеля: ширина, длина, высота, а также величина единичной порции усреднения. По умолчанию она принята равной объему, формирующему один погонный метр слоя штабеля. Для из- менения пользователем величины единичного объема усреднения необходимо активи- ровать режим ручного ввода – возможности внесения изменений. Важно отметить, что новое значение единичной порции усреднения должно быть кратно объему одного слоя штабеля. Дальнейший процесс стабилизации качества рудопотока оперирует набором данных, представленных определенным количеством единичных порций, характеризую- щих качество руды в каждом исследуемом объеме. Рис. 6 – Параметры усреднительного склада В качестве критерия для оценки результата формирования качества рудопотока, направляемого на обогатительную фабрику, принята величина отклонения содержания основного полезного компонента от регламентируемого уровня. Его значение определя- ется из условия достижения максимальной эффективности процессов переработки – обеспечения оптимальных технологических показателей и минимальных экологических последствий. Полученные результаты формирования усреднительного штабеля (рис. 7) отобра- жаются в виде графиков поперечного и продольного срезов сечения штабеля, а также в табличном представлении. Поперечный срез иллюстрирует номера проб, формирующих содержание в каж- дом слое штабеля, его среднее значение в каждом погонном метре склада, продольный – очередность загрузки штабеля; номер в каждой ячейке соответствует номеру добычного забоя. Для наглядности реализована возможность раскраски блоков в зависимости от со- держания в них полезного компонента. Результаты формирования склада можно экспор- тировать в табличном виде для последующей обработки.
  • 54. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 54С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Рис. 7 – Визуализация сформированного склада Формирование регламентируемого качества питания процессов обогащения до- стигается за счет регулирования направлений движения транспортных потоков, приме- нения процесса предконцентрации руды и определения очередности разгрузки единич- ных порций руды при формировании усреднительного штабеля. Представленный программный модуль позволяет автоматизировать этап предва- рительной оценки по выбору способов формирования заданного содержания ПК в рудо- потоке, направляемого на переработку, на этапе оперативного планирования, т. е. явля- ется эффективным инструментом формирования эффективных технологических схем стабилизации качества рудопотока. Литература 1. Мокроусов В.А. Радиометрическое обогащение нерадиоактивных руд / В.А. Мокроусов, В.А. Лилеев. – М.: Недра, 1979. – 192 с. 2. Терещенко С.В. Оценка выбора последовательности технологических решений в процессе формирования и стабилизации качества рудопотока / С.В. Терещенко, Д.Н. Павлишина // Маркшейдерский вестник. - 2014. - № 6. – С. 5 - 8. 3. Лукичев С.В. Компьютерная технология инженерного обеспечения горных ра- бот при освоении месторождений твердых полезных ископаемых / С.В. Лукичев, О.В. Наговицын // Горный журнал. — 2010. — № 9. – С.11 - 15. 4. Порцевский А.К. Управление качеством рудной массы на открытых горных ра- ботах: учеб. пособие / А.К. Порцевский. - М.: МГОУ, 1998. - 44 с.
  • 55. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е ГЕОМЕХАНИЧЕСКИЕ ИССЛЕДОВАНИЯ
  • 56. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 56С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е УДК 550.834.5 DOI: 10.18454/2313-1586.2017.01.056 Вязовкина Анастасия Олеговна студентка, Самарский государственный технический университет, 443100, г. Самара, ул. Молодогвардейская, 244 e-mail: vz-anastasia@mail.ru О КОРРЕКТНОСТИ ПРОГНОЗА ТОЛЩИН И ПОРИСТОСТИ ПЛАСТОВ-КОЛЛЕКТОРОВ, ОПРЕДЕЛЯЕМЫХ ПО МАТЕРИАЛАМ СЕЙСМОРАЗВЕДКИ Vyazovkina Anastasia O. student, Samara State technical university, 443100 Samara, 244 Molodogvardeiskaya st. e-mail: vz-anastasia@mail.ru ON THE CORRECTNESS OF THE THICKNESS FORECAST AND POROSITY OF RESERVOIRS, IDENTIFIED ACCORDING TO SEISMIC SURVEYING MATERIALS Аннотация: Актуальность данной работы заключается в том, что при выполнении сейсмических работ в среднечастотном диапазоне 0÷120 Гц суще- ственно понижается разрешающая способ- ность исследований. Исключается возмож- ность выявления и прослеживания продуктив- ных пластов толщиной 2÷10 м, определения их пористости и типа флюида. Для устранения указанных недостатков предла- гается: 1) использовать одиночные источники колеба- ний и сейсмоприемники вместо групп; 2) увеличить конусность свип-сигнала для ослабления поверхностной волны; 3) выбирать оптимальную величину бина, обес- печивающую сохранение частотного диапазона суммируемых сигналов и уверенную прослежива- емость отражающих горизонтов на всей иссле- дуемой площади; 4) разработать программу, обеспечивающую определение толщин пластов по величинам ам- плитуд сейсмических сигналов. Показано, что поставленные задачи обработки и интерпретации сейсмических сигналов могут быть решены при внедрении технологии высоко- разрешающей сейсмики ВРС-Гео. Ключевые слова: высокоразрешающая сейсмо- разведка, неантиклинальные ловушки, одиноч- ные источники колебаний, одиночные сейсмо- приемники. Abstract: The urgency of the work lies in the fact that in per- forming seismic works in midrange 0÷120 Hz reso- lution of the research falls significantly. The possi- bility of identification and correlation of 2÷10 m net reservoirs, their porosity and fluid type determina- tion is excluded. To eliminate these drawbacks, it is proposed to: 1) use single sources of vibrations and pickups in- stead of patterns; 2) increase the sweep signal taper for lessening sur- face-wave mode; 3) choose the optimal bin value, that provides the preservation of the frequency interval of summing signals and positive traceability of reflecting inter- faces throughout the site of interest; 4) work out a program, layers thickness that pro- vides determination according to the values of seis- mic signal amplitudes. It is shown, that the assigned tasks for processing and seismic signals interpretation can be resolved when implementing high-resolution VPS-Geo seis- mology survey. Key words: high-resolution seismology, non-anti- clinal traps, single sources of vibrations, single ge- ophones. Методика полевых наблюдений и программные средства обработки не обеспечи- вают возможность опоисковывания маломощных пластов-коллекторов ввиду недоста- точного вертикального разрешения сигналов. Рассмотрена возможность повышения де- тального изучения внутреннего строения продуктивных пластов и сравнительно мало- мощных пачек слоев посредством анализа амплитуд сейсмических сигналов или широ- кого использования технологии высокоразрешающей сейсмики ВРС-Гео.  Материалы статьи представлены на Х Всероссийскую молодежную научно-техническую конференцию «Проблемы недропользования», 28-30 марта 2016 г.
  • 57. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 57С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Разрешающая способность (разрешение) сейсморазведки оценивается как мини- мальное расстояние между двумя неоднородностями среды, при котором они могут быть определены как две, а не одна. Вертикальное разрешение позволяет оценивать минимальные мощности выделя- емых сейсморазведкой тонких слоев, что является принципиально важным для нефтега- зовой геологии. Проблема вертикального разрешения заключается в возможности оценки временной задержки между двумя импульсами, отраженными от кровли и по- дошвы пласта, когда из-за малой толщины этого слоя импульсы интерферируют, образуя общий (суммарный) импульс сложной формы. Вертикальное разрешение оценивается по отношению к видимой длине волны. Оценить изменения формы интерференционного импульса в зависимости от мощ- ности слоя удобно на примере модели выклинивающегося песчаного слоя, заключенного в однородную глинистую среду (рис. 1). При достаточной толщине слоя (справа) отра- жения от его кровли и подошвы разрешены; с уменьшением толщины импульсы от кровли и подошвы интерферируют, при этом максимальная амплитуда суммарного от- ражения наблюдается при толщине слоя λ/4 [1]. В реальных условиях разрешающая способность сейсморазведки зависит от пара- метров скорости, точности определения статистических поправок, частотного диапазона генерируемых и регистрируемых сигналов, размеров бина, анизотропии скоростей, уровня сейсмического шума, поглощающих свойств изучаемой геологической среды. Для увеличения вертикального разрешения необходимо уменьшать шумы, увеличивать точность определения скоростей и максимизировать ширину частотного спектра отра- женных сигналов, для чего необходимо выполнять исследования, исключив группирова- ние источников колебаний и сейсмоприемников, сократив размеры бина при обработке сейсмических материалов. Рис. 1 – а – модель выклинивающегося пласта песчаника; б – волновое поле, характерное для выклинивающегося пласта; в – амплитудная и временная характеристики клина; временная мощность: ∆t – истинная, ∆tк – измеренная
  • 58. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 58С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Методика полевых наблюдений и программные средства обработки воздей- ствуют на возможность регистрации сейсмических сигналов в широком спектре частот следующим образом: 1. При выполнении полевых сейсмических работ с использованием вибраторов, как правило, генерируются сигналы в диапазоне частот 1÷120 Гц. В этом случае сейсми- ческий сигнал обладает периодом T=17 мс и длиной волны λ=TV=0,017∙5000 м/с=85 м. При такой длине волны возможно уверенное прослеживание слоев толщиной h=λ/4=21 м и более. При сигнале в диапазоне 1÷140 Гц (используется редко) длина волны λ=0,014∙5000=71 м. В этом случае возможно прослеживание слоев толщиной h= λ/4=71/4=19 м и более. При использовании вибраторов «Nomad-65», способных гене- рировать сигнал в диапазоне 1÷250 Гц, представляется возможность прослеживать пла- сты толщиной h= λ/4=TсVср/4= 0,008∙5000/4=10 м и более. Однако при толщинах продук- тивных пластов геологического разреза Самарской области, изменяющихся в пределах от 2,2 до 8,8 м, проследить раздельно отражения от кровли и подошвы пластов при су- ществующем техническом обеспечении сейсмических исследований невозможно. 2. Группирование сейсмоприемников с параметрами группы: база группы 25 м, количество сейсмоприемников в группе 12 с шагом между сейсмоприемниками 2,27 м – ограничивает возможности регистрации высокочастотной составляющей сейсмиче- ских сигналов. Для сохранения высокочастотной составляющей спектра рекомендуется использовать одиночные сейсмоприемники [2]. 3. Чтобы избавиться от поверхностных волн, целесообразно запускать свип-сиг- нал, генерируемый вибратором, используя вначале частоты 7÷10 Гц, и увеличивать его конусность, что существенно ослабит возбуждаемые поверхностные волны. 4. Программные средства LANDMARK, ИНПРЕС-5, используемые при прогнозе толщин пластов, обеспечивают уверенный прогноз слоев, обладающих толщиной h больше λ/4. Согласно [1], толщины пластов можно определить и при h меньше λ/4, для чего необходимо использовать (измерять) амплитуды сигналов. К сожалению, в назван- ных комплексах таких программных средств нет. В этой связи толщины пластов, опре- деленные стандартными средствами при условии h меньше λ/4, не представляют реаль- ной ценности (ошибочны). 5. При вводе кинематических поправок сейсмические сигналы на дальних каналах расстановки «растягиваются», т. е. период их увеличивается и разрешающая способ- ность понижается. Эти каналы устраняются программными средствами, но в этом случае уменьшается кратность прослеживания границ разреза (недостаток) и, таким образом, понижается уверенное прослеживание отражающих горизонтов. 6. При недостаточно точном определении статических поправок спектр суммар- ных сигналов сокращается. Необходимо максимально точное определение статических поправок. 7. При обработке сейсмических материалов модификации 3D для исключения ис- кажений формы поверхности отражающих горизонтов и выявления дизъюнктивных нарушений необходимо тестировать величину бина, выбирая минимально возможный бин, сохраняя при этом прослеживаемость отражений от границ слоев. 8. Поглощение сейсмических волн играет существенную роль в устранении вы- соких частот из спектра сейсмических сигналов и, соответственно, приводит к уменьше- нию разрешающей способности сейсмического метода. Согласно данным, опубликован- ным в «Справочнике геофизика», IV том, 1966 г., геологическая среда пропускает сиг- налы в диапазоне 5÷80 Гц. При анализе эффективности прогноза пористости коллекторов возникают те же проблемы, что и при прогнозе толщин коллекторов, то есть заслуживают внимания ре- зультаты, полученные для пластов мощностью более λ/4. Результаты прогноза пористо- сти пластов с толщиной менее λ/4 можно считать ошибочными.
  • 59. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 59С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Возникает вопрос, как повысить детальность изучения внутреннего строения про- дуктивных пластов и выполнить количественную оценку состава и свойств пористых по- род для обнаружения на этой основе ловушек нефти и газа разнообразного генезиса и размеров. Эта задача решена коллективом авторов ООО «МЕГАЦЕНТР» в Москве: В.Л. Трофимовым, В.А. Милашиным, Ф.Ф. Хазиевым и др. [3, 4]. Ими разработана и ши- роко применяется технология высокоразрешающей сейсмики ВРС-Гео. На ее основе ре- шается довольно сложная и многогранная проблема извлечения из сейсмических данных информации о детальном строении реальной геологической среды, прежде всего о лито- логическом составе, коллекторских свойствах и нефтегазоносности пород-коллекторов. К настоящему времени с применением этой технологии получен положительный опыт решения задач нефтяной геологии в различных сейсмогеологических условиях. До разработки технологии ВРС-Гео появилось довольно большое число алгорит- мов (более 8) решения обратных динамических задач сейсмики. Однако помимо того, что все вышеперечисленные способы, алгоритмы и техно- логии решают проблему динамической интерпретации по-разному, на их основе про- блема повышения разрешенности сейсмических данных (сейсмической инверсии) реа- лизуется с различной достоверностью. Для решения обратной динамической задачи сейсмики ранее названными авто- рами [3, 4] были разработаны численные алгоритмы построения детальных двумерных сейсмогеологических моделей на основе формирования временной последовательности эффективных коэффициентов отражения и эффективных акустических жесткостей, от- личающихся высоким вертикальным и горизонтальным разрешением элементов строе- ния реальных тонкослоистых сред. Разработанные таким образом способы обращения сейсмических записей позво- ляют повысить разрешающую способность сигналов в среднем на порядок. Извлекаемая при этом из сейсмических данных информация о вертикальном геологическом разрезе сопоставима с результатами бурения и ГИС: по сейсмическим записям восстанавлива- ется акустическая модель среды, сейсмическая трасса непосредственно преобразуется в импульсную реакцию среды (трассы сейсмического волнового поля обращаются в трассы эффективного сейсмоакустического каротажа, каждая из которых представляет собой некоторый эквивалент разреза глубокой скважины, в которой «проведен» такой каротаж с шагом дискретизации сейсмической записи по времени, равным 2 мс). При таком преобразовании сейсмической записи практическая вертикальная разрешенность изучаемого разреза для терригенных слоев составляет 3 – 4,5 м, для карбонатных 5,5 - 6,5 м (при шаге дискретизации сейсмической записи по времени ∆t=2 мс и скоро- стях распространения упругих волн, равных, соответственно, 3000 – 4500 м/c в терри- генном и 5500 – 6500 м/c в карбонатном разрезах). При работе технологии ВРС-Гео необходимы следующие исходные данные: 1. Акустические данные по разрезам глубоких скважин, расположенных на иссле- дуемой площади (рис. 2). 2. Материалы сейсмической съемки в модификациях 2D, 3D в виде мигрирован- ных разрезов (рис. 3, а). Результаты оценки эффективности комплекса ВРС-Гео на модельном материале подтвердили высокую эффективность его работы. Таким образом, по результатам детального сейсмического моделирования с ис- пользованием скважинных данных и восстановления детальной модели строения акусти- ческих жесткостей можно сделать следующие выводы: 1. Разработанная авторами [3] процедура решения обратной динамической за- дачи сейсмики позволяет надежно восстановить модель разрезов эффективных коэффи- циентов отражения и акустических жесткостей (импедансов) с точностью шага дискре- тизации сейсмической записи по времени (2 мс) (рис. 3, б).
  • 60. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 60С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е 2. При обработке полевых сейсмических наблюдений необходимо использовать граф обработки сейсмических данных, который обеспечивает повышение соотношения сигнал/помеха и в минимальной степени искажает динамику сейсмической записи, т. е. в максимальной степени сохраняет опознавательную информацию о геологическом ве- ществе, которая в ней заключена. Рис. 2 – Элемент акустических данных, использованный для формирования двумерной акустической модели разреза: 1 – реальная кривая акустической скорости по скважине; 2 – равновременная акустическая модель Эффективность технологии высокоразрешающей сейсмики ВРС-Гео была опро- бована в условиях Западной Сибири, Дагестана, Предкарпатского прогиба, Урало-По- волжья. Наибольший интерес представляют результаты работы технологии ВРС-Гео в условиях Урало-Поволжья, поскольку названный регион сложен в основном карбонат- ным разрезом, обладающим высокими скоростями распространения в нем сейсмических волн от 6000 до 6500 м/c и тонкослоистыми продуктивными пластами в карбонатах и терригенных слоях, сложенных чередованием глин и песчаников толщиной от 2,2 до 10 м со скоростью распространения сейсмических волн от 4000 до 6000 м/c. Оптимальный режим работы технологии ВРС-Гео обеспечивается на базе высо- коточной предварительной обработки сейсмических данных (с использованием отдель- ных ключевых процедур ВРС-Гео). Результаты обработки приведены на рис. 4 и представлены в виде распределения прогнозных значений глинистости, песчанистости, карбонатности, водонасыщенности и нефтенасыщенности.
  • 61. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 61С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Рис. 3 – Результат обработки сейсмических материалов по технологии ВРС-Гео: а – модель синтетического волнового поля для тестирования процедуры восстановления акустической модели разреза; б – результат решения обратной динамической задачи сейсмики. Искомая акустическая модель разреза, восстановленная из синтетического волнового поля На рис. 4 а приведен фрагмент разреза эффективных акустических жесткостей в форме отклонений с идентифицированными отражающими границами, которым при- своены индексы в соответствии с их литолого-стратиграфической приуроченностью, а на рис. 4 б – прогнозные литолого-стратиграфические колонки с распределениями типа флюида для заданных вертикальных сечений в продуктивной части разреза с интерва- лами по профилю 50 м. 1 – глина, 2 – песчаник, 3 – известняк, 4 – доломит, 5 – пластовая вода Рис. 4 – Исходные и прогнозные сейсмические разрезы по профилю 5798101: а – разрез эффективных акустических жесткостей в форме отклонений; б – результаты прогноза для интервала отложений «средний карбон – кристаллический фундамент» прогнозных литолого-стратиграфических колонок в увеличенном масштабе для заданных вертикальных сечений
  • 62. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 62С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е При анализе литолого-стратиграфических колонок (рис. 4, б), построенных с ис- пользованием уравнения среднего времени 1/Vp =kп/Vф + (1 – kп)/Vт, где kп – коэффициент пористости, Vт и Vф – скорости продольных волн в твердом скелете (при отсутствии по- ристости) и флюиде, соответственно, отмечается следующее: – карбонатные отложения характеризуются малой глинизацией; – песчанистость разреза обусловливает размещение зон развития коллекторов в соответствующих обстановках седиментации (рис. 4, б); – по характеру распределения прогнозных значений пористости наиболее пори- стыми являются интервалы терригенного разреза, связанные с отложениями как нижнего и среднего карбона, так и среднего девона; – определенный интерес вызывают материалы, связанные с самой верхней частью кристаллического фундамента, в связи с возможностью получения здесь промышленных притоков углеводородов, прежде всего из трещиноватых и выветрелых зон (зон дезинте- грации и выщелачивания) – терригенных образований коры выветривания фундамента. Технология ВРС-Гео существенно дополняет традиционную сейсмическую ин- формацию весьма важными для нефтяной геологии геологическими показателями. Значительный интерес представляют результаты сопоставления контуров нефте- насыщенности, полученные по данным технологии ВРС-Гео и традиционной сейсмораз- ведкой по отложениям пашийского горизонта верхнего девона на одном из месторожде- ний Татарстана. Результаты ВРС-Гео обладают большей информативностью об изучае- мой площади (рис. 5). Рис. 5 – Пример сравнения контуров нефтенасыщенности, полученных по данным технологии ВРС-Гео и других геофизических организаций для отложений пашийского горизонта D3psh (Д0, Д1). Контуры значимого нефтенасыщения отложений: 1 – по технологии ВРС-Гео; 2 – по данным других геофизических организаций
  • 63. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 63С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Таким образом, чтобы решить тонкие и сложные задачи нефтяной геологии, направленные на изучение отложений нефтегазоносного комплекса нижнего и среднего карбона, среднего и верхнего девона на территории Самарской области, рекомендуется предусмотреть широкое проведение исследований с использованием разработанной тех- нологии ВРС-Гео. Автор благодарен кандидату геолого-минералогических наук, доценту кафедры «Геология и геофизика» СамГТУ Малыхину М.Д. за подбор темы для написания статьи, обсуждение вопросов, связанных с сейсморазведкой. Литература 1. Плешкевич А.Л. Актуальные вопросы группирования источников и приемни- ков при наземных 3D-сейсмических наблюдениях / А.Л. Плешкевич // Геофизика. – 2007. – № 4. – С. 93–102. 2. Корягин В.В. Геосейсмические модели и волновые поля / В.В. Корягин. – Са- мара: Изд-во Самарского научного центра Российской Академии наук, 2000. – 312 с. 3. Трофимов В.Л. Количественный прогноз вещественного состава и нефтегазо- носности пористых фаций методами высокоразрешающей сейсмики / В.Л. Трофимов, Ф.Ф. Хазиев // Геофизика. Технологии сейсморазведки. Спецвыпуск. – 2002. – С. 130 – 102. 4. Трофимов В.Л. Модельные исследования результатов решения обратной дина- мической задачи сейсмики / В.Л. Трофимов, Ф.Ф. Хазиев // Геофизика: Технологии сей- сморазведки – II. – 2003. – С. 27 – 37.
  • 64. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 64С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е УДК 622.831 DOI: 10.18454/2313-1586.2017.01.064 Кузнецов Николай Николаевич младший научный сотрудник, Горный институт КНЦ РАН, 184209 г. Апатиты, Мурманская обл., ул. Ферсмана, 24 e-mail: nikavalon@mail.ru ИССЛЕДОВАНИЕ ВЛИЯНИЯ ОБВОДНЕННОСТИ НА ЭНЕРГОНАСЫЩЕННОЕ СОСТОЯНИЕ ИЕРАРХИЧНО-БЛОЧНОЙ ГЕОЛОГИЧЕСКОЙ СРЕДЫ Kuznetzov Nick N. junior researcher, Mining institute of KSC RAS , 184209 Apatite, Murmansk region, 24 Fersman st.. e-mail: nikavalon@mail.ru STUDY OF WATERCUT INFLUENCE ON THE ENERGY SATURATED STATE OF HIERARCHICALLY BLOCK GEOLOGICAL MEDIUM Аннотация: Изучено влияние обводненности разломов на энергонасыщенное состояние блоков иерар- хично-блочной геологической среды. Проведено сопоставление результатов численного модели- рования с экспериментальными, установлен- ными на образах горных пород. На основании этого сопоставления определена связь обвод- ненных разломов с динамическими проявлениями горного давления при ведении горных работ. Ключевые слова: обводненность, энергонасы- щенность, энергия деформирования, напряже- ние, модель, образец Abstract: Water-cut faults influence on the energy saturated blocks’ state of hierarchically-block geological me- dium has been studied. Comparison of numerical modeling results and experimental ones determined on rock samples has been carried out. On the basis of the comparison the relation between water-cut faults and rock pressure dynamical manifestation while mining is determined. Key words: water-cut, energy saturation, energy of deforming, stress, model, sample Введение Один из подходов к прогнозированию удароопасного состояния отрабатываемых месторождений заключается в оценке их энергонасыщенности по величинам критиче- ской удельной энергии деформирования образцов горных пород и результатам числен- ного моделирования [1, 2, 3]. При этом важным вопросом является учет влияния обвод- ненности на энергонасыщенное состояние таких месторождений. Хибинский массив (Кольский полуостров), как известно, сложен преимуще- ственно интрузивными скальными горными породами. Особенностью таких пород явля- ется высокая степень аккумуляции в них упругой энергии, что при их разрушении уве- личит вероятность динамического проявления горного давления. Для прогноза таких со- бытий была проведена оценка энергонасыщенного состояния Кукисвумчоррского и Юкспорского месторождений с учетом влияния обводненности. Результаты и обсуждение Исследование влияния обводненности на энергетическое состояние расчетных моделей иерархично-блочной среды на примере Кукисвумчоррского и Юкспорского ме- сторождений (рис. 1) проведено методом граничных элементов. Для этого по результа- там структурного районирования для гор. +250 м выделили 9 блоков, ограниченных раз- ломами и переходными зонами от одного типа пород к другому (рис. 2). Блоки I, IV, V и IX сложены вмещающими породами, III, VII и VIII – апатит-нефелиновыми рудами, II и VI – породами разломных зон. Масштаб был условно принят как 1:1000 м. Саамский раз- лом, разделяющий группы блоков I-IV и V-IX, согласно условиям модели, не был выде- лен в отдельный блок, однако его влияние на эти группы было учтено при моделирова- нии и расчете удельной энергии деформирования блоков.
  • 65. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 65С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Рис. 1 – Карта (вертикальный разрез) Кукисвумчоррского и Юкспорского месторождений: 1 – промышленные запасы, 2 – вскрытые запасы, 3 – строящиеся горизонты, 4 – подготовленные к выемке запасы, 5 – отработанные запасы, 6 – вмещающие породы, 7 – промышленные запасы с мощностью рудного тела менее 50 м Рис. 2 – Расчетная (первая) модель иерархично-блочной среды на примере гор. +250 м Кукисвумчоррского и Юкспорского месторождений (вид сверху): 1 – вмещающие породы; 2 – рудное тело; 3 – разломная зона; 4 – граница блоков, представленная разломами; 5 – граница блоков, имеющих разные физические свойства; римские цифры – номера блоков; Тх и Ту – сжимающие горизонтальные напряжения Основные расчетные параметры для построения первой модели были выбраны на основании результатов испытаний: для вмещающих пород модуль упругости и коэффи- циент Пуассона – Евмещ=7,22·104 МПа и νвмещ=0,28; для рудного тела – Еруд=6,56·104 МПа и νруд=0,20; для разломных зон – Ераз=2,62·104 МПа и νраз=0,25. В качестве граничных
  • 66. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 66С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е условий по данным проведенного метода разгрузки на исследуемых месторождениях вы- брано значение сжимающего горизонтального напряжения Tx равным 50 МПа и другого горизонтального напряжения Tу – 0,5Tx (т. е. 25 МПа). По результатам моделирования методом граничных элементов для первой иерар- хично-блочной модели были рассчитаны изменения значений главных напряжений σ1 и σ2 (имеются в виду относительные главные напряжения σ1/Тх (рис. 3) и σ2/Тх (рис. 4)) в блоках. Рис. 3 – Распределение значений главных напряжений σ1 (первая модель): 1 – сжимающие напряжения, 2 – растягивающие напряжения Рис. 4 – Распределение значений главных напряжений σ2 (первая модель): 1 – сжимающие напряжения Главные напряжения σ1 (см. рис. 3) ориентированы преимущественно вдоль раз- ломов, идущих сверху вниз. Их повышенная концентрация наблюдается в местах пере- сечения разломов друг с другом и с границей блоков вмещающих пород и рудного тела, а также возле концов разломной зоны. Особенностью этой модели является наличие не только сжимающих, но и растягивающих напряжений σ1. Они, главным образом, лока- лизуются в местах пересечения разломов и границ блоков разных физических свойств (синие линии на рис. 2) с разломами. Блоки вмещающих пород имеют более высокие
  • 67. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 67С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е значения прочности, модуля упругости и плотности, чем рудное тело и нарушенные по- роды разломной зоны. В связи с этим при действии горизонтального сжимающего напря- жения Тх в двух направлениях (слева направо и справа налево) происходит продавлива- ние такими блоками более слабых, и как результат в разломных зонах формируются рас- тягивающие напряжения, что и наблюдается на рис. 3. Формирование главных напряжений σ2 (см. рис. 4) преимущественно происходит вдоль разломов и границ блоков, идущих слева направо. Концентраторами этого напря- жения являются места пересечений разломных зон и границ блоков, а также концы раз- ломов. В отличие от значений σ1 значения σ2 не принимают положительных величин, то есть отсутствуют растягивающие усилия. Это объясняется тем, что действие горизон- тального сжимающего напряжения Ту направлено вдоль Саамского разлома и блока раз- ломных зон VI, что минимизирует образование в них растягивающих напряжений. Также этому способствует конфигурация чередующихся блоков вмещающих пород и рудного тела, в которой разломы (блоки II и VI) выступают в роли демпфера и среды для переноса энергии между блоками. На следующем этапе исследовали непосредственно влияния обводненного состо- яния разломов на распределение значений главных напряжений σ1 и σ2 и энергонасыщен- ное состояние расчетной модели иерархично-блочной среды. Для этого значение модуля упругости блоков разломных зон первой модели было уменьшено на 25 %, а коэффици- ента Пуассона – увеличено на 22 % согласно [4]: Ераз=1,97·104 МПа и νраз=0,39. Значения для остальных блоков и их конфигурация остались такими же, как и для условий первой модели. Распределение значений главных напряжений, полученных для условий второй модели с учетом обводненного состояния блоков разломных зон, представлено на рис. 5 и 6. В целом для второй модели картина формирования напряжений (рис. 5, 6) соот- ветствует той, что была получена для условий первой модели (см. рис. 3, 4). Значения σ1 оказались почти одинаковыми, а σ2 – ненамного выше для второй модели. Главным отличием стало отсутствие растягивающих напряжений σ1 в месте пересечения блока II с Саамским разломом (вторая модель). При этом остальные зоны растяжения сохрани- лись, а в блоках III и IV такая зона стала более локализованной. Объяснением этому яв- ляется увеличение пластичности разломов, которое приводит к уменьшению концентра- ции напряжений возле них и частичному (или полному) снятию растягивающих усилий. Рис. 5 – Распределение значений главных напряжений σ1 (вторая модель): 1 – сжимающие напряжения, 2 – растягивающие напряжения
  • 68. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 68С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Рис. 6 – Распределение значений главных напряжений σ2 (вторая модель): 1 – сжимающие напряжения На основании результатов моделирования напряженного состояния блоков иссле- дуемых моделей проведены расчеты значений относительной, абсолютной и удельной энергий деформирования этих блоков. Расчеты выполнены в соответствии с формулами (1), (2) и (3), представленными в [2]:   ,)2( 21 2 2 2 1отн dxdydzvw  (1) , 2 1 2 отнабс хТw Е w  (2) zyx V w w  блока абс уд , (3) где σ1 и σ2 – главные напряжения; Е – модуль упругости исследуемого блока, МПа; ν – коэффициент Пуассона исследуемого блока; Тх – горизонтальное сжимающее напря- жение, МПа; Vблока – объем исследуемого блока, м3 ; Δx, Δy, Δz – приращения расстояний между точками в блоках, равные, соответственно, 100, 100 и 1 м. Полученные в ходе испытаний образцов апатит-нефелиновой руды и уртита сред- незернистого массивного данные, а также данные из справочника кадастра физических свойств [5] позволили определить критические значения удельной энергии деформиро- вания (для вмещающих пород – 2,10Е+05 Дж/м3 , для рудного тела – 1,60Е+05 Дж/м3 , для разломной зоны – 5,56Е+04 Дж/м3 , для мончекитовых даек – 4,64Е+05 Дж/м3 ) по следующей формуле: , 2 2 сж крит Е w   (4) где σсж – предел прочности на одноосное сжатие, МПа. На основании результатов численного моделирования распределения главных напряжений σ1 и σ2 для условий первой и второй моделей были проведены расчеты удельной энергии деформирования блоков (рис. 7, 8). В ходе анализа значений удельной энергии деформирования блоков первой (см. рис. 7) и второй (см. рис. 8) моделей установлено, что основные изменения произо- шли в блоках разломных зон II и VI – для последней они увеличились, соответственно, на 18 и 4 % (разница 1,23Е+05 и 2,61Е+04 Дж/м3 ). Для остальных блоков разница была не столь существенна (меньше 10 % или 0,80Е+04 Дж/м3 ). При этом уменьшение значе- ний наблюдалось для рудного тела (блоки VII и VIII), тогда как для вмещающих пород
  • 69. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 69С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е значения как увеличились (блок V), так и уменьшились (блоки I и IX). Следовательно, можно сделать вывод о том, что наличие обводненного разлома, разделяющего массив горных пород на блоки, приводит к снижению их удельной энергии деформирования, однако энергия самих разломов в таком случае значительно возрастает. Рис. 7 – Значения удельной энергии деформирования блоков первой модели (Дж/м3 ): 1 – вмещающие породы; 2 – рудное тело; 3 – разломная зона; 4 – граница блоков, представленная разломами; 5 – граница блоков, имеющих разные физические свойства; римские цифры – номера блоков Рис. 8 – Значения удельной энергии деформирования блоков второй модели (Дж/м3 ): 1 – вмещающие породы; 2 – рудное тело; 3 – разломная зона; 4 – граница блоков, представленная разломами; 5 – граница блоков, имеющих разные физические свойства; римские цифры – номера блоков Тем не менее влияние разломов в обводненном состоянии на энергонасыщенность окружающего массива (вмещающих пород) не может быть оценено однозначно исходя из результатов, рассчитанных для условий первой и второй моделей, поскольку измене-
  • 70. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 70С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е ние их значений произошло в пределах допустимой погрешности. При сравнении энер- гетического состояния правых частей (блоки V-IX, 1,04Е+05 и 1,28Е+05 Дж/м3 ) и левых частей (блоки I-IV, 6,50Е+04 и 6,70Е+04 Дж/м3 ) первой и второй моделей установлено, что обводненность в целом привела к увеличению энергонасыщенности второй модели, особенно для правой ее части и для разлома левой. Исходя из полученных данных для первой модели (см. рис. 3, 4), блок разломных зон II находится в менее напряженном состоянии (энергонасыщенном) (см. рис. 7), чем блок VI. Сравнив рис. 5 и 6, можно за- метить, что напряжения в блоке II возросли и стали численно равны тем, что были рас- считаны для блока VI. На основании этого можно сделать вывод, что обводненность также в большей степени увеличивает напряженное и энергонасыщенное состояния тех блоков, которые до этого были менее напряжены и энергонасыщены, что и является, ве- роятно, причиной повышения значений удельной энергии деформирования левой и пра- вой частей второй модели. Если проводить сравнение рассмотренных моделей, то наибольшее значение удельной энергии деформирования их частей соответствует второй модели с разломами в обводненном состоянии (левая и правая части – 6,70Е+04 и 1,28Е+05 Дж/м3 , соответ- ственно), меньшие значения установлены для условий первой модели с разломными зо- нами (6,50Е+05 и 1,04Е+05 Дж/м3 ). При сопоставлении критических величин удельной энергии деформирования с расчетными для блоков первой и второй моделей видно, что блоки разломной зоны нахо- дятся в предельном состоянии. При этом их удельная энергия на порядок больше крити- ческой. Следовательно, именно вблизи разломов, в особенности обводненных, воз- можны проявления динамических видов горного давления при ведении горных работ. Выводы Таким образом, по результатам проведенных исследований энергонасыщенного состояния иерархично-блочной среды на примере Кукисвумчоррского и Юкспорского месторождений методом численного моделирования было установлено, что для моделей (вид сверху) при действии двух горизонтальных сжимающих напряжений (Tx=50 МПа и Tу=25 МПа)  наличие обводненного разлома, разделяющего массив горных пород на блоки, приводит к снижению их удельной энергии деформирования, однако энергия самих раз- ломов в таком случае возрастает (уменьшение и увеличение удельной энергии деформи- рования происходит в пределах одного порядка);  обводненность в большей степени увеличивает напряженное и энергонасы- щенное состояние тех блоков, которые в сухом состоянии были менее напряжены и энер- гонасыщены. Автор выражает свою благодарность д.т.н. С.Н. Савченко и к.т.н. Ю.В. Федо- товой за помощь в разработке моделей, ценные советы и обсуждение результатов ис- следований. Литература 1. Кузнецов Н.Н. Оценка энергонасыщенного состояния иерархично-блочной среды (на примере Кукисвумчоррского и Юкспорского месторождений) / Н.Н. Кузнецов, Ю.В. Федотова // XVII Межрегиональная научно-практическая конференция. Ч. 1: те- зисы докладов, Кольский филиал Петрозаводского государственного университета. – Апатиты: Изд. КФ ПетрГУ, 2014. – С. 36 - 37. 2. Савченко С.Н. Энергетический аспект устойчивости горных пород / С.Н. Са- вченко // Деформационное разрушение материалов с дефектами и динамические явления в горных породах и выработках: сб. науч. тр. – Крым, Алушта, Симферополь: Тавриче- ский нац. ун-т им. В.И. Вернадского, 2010. – С. 296 - 299.
  • 71. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 71С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е 3. Савченко С.Н. Энергетический критерий разрушения горных пород / С.Н. Са- вченко // Геомеханика при ведении горных работ в высоконапряженных массивах. – Апа- титы: КНЦ РАН, 1998. – С. 213 – 222. 4. Сукнев С.В. Методика определения статического модуля упругости и коэффи- циента Пуассона при изменении температуры образца / С.В. Сукнев // Горный информа- ционно-аналитический бюллетень. – 2013. - № 8.– С. 101-105. 5. Справочник (кадастр) физических свойств горных пород / под ред. Н.В. Мель- никова, В.В. Ржевского, М.М. Протодьяконова. – М.: Недра, 1975.
  • 72. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 72С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е УДК: 622.831.32 DOI: 10.18454/2313-1586.2017.01.072 Терешкин Андрей Александрович младший научный сотрудник, Институт горного дела ДВО РАН, 680000 г. Хабаровск, ул. Тургенева, 51 e-mail: andrey.tereshkin@bk.ru Мигунов Дмитрий Сергеевич научный сотрудник, Институт горного дела ДВО РАН e-mail: dimisi@mail.ru Аникин Павел Александрович старший научный сотрудник, Институт горного дела ДВО РАН e-mail: pav.anik@mail.ru Гладырь Андрей Владимирович старший научный сотрудник, Институт горного дела ДВО РАН e-mail: rush3112@mail.ru Рассказов Максим Игоревич младший научный сотрудник, Институт горного дела ДВО РАН e-mail: rasm.max@mail.ru ОЦЕНКА ГЕОМЕХАНИЧЕСКОГО СОСТОЯНИЯ УДАРООПАСНОГО МАССИВА ГОРНЫХ ПОРОД ПО ДАННЫМ ЛОКАЛЬНОГО ГЕОАКУСТИЧЕСКОГО КОНТРОЛЯ Tereshkin Andrey A. junior researcher, The Institute of Mining FEB RAS, 680000 Khabarovsk, 51 Turgenev st. e-mail: andrey.tereshkin@bk.ru Migunov Dmitry S. researcher, The Institute of Mining FEB RAS e-mail: dimisi@mail.ru Anikin Pavel A. senior researcher., he Institute of Mining FEB RAS e-mail: pav.anik@mail.ru Gladyr Andrew V., senior researcher, TheInstitute of Mining FEB RAS e-mail: rush3112@mail.ru Rasskazov Maksim I. junior researcher, The Institute of Mining FEB RAS e-mail: rasm.max@mail.ru EVALUATION GEO-MECHANICAL DANGEROUS ROCK MASS STATE ACCORDING TO LOCAL CONTROL GEOACOUSTIC DATA Аннотация: На ряде рудных месторождений, опасных по горным ударам, проведены измерения парамет- ров акустической эмиссии с применением пор- тативного прибора нового поколения «Prognoz L», разработанного в ИГД ДВО РАН. Получены новые данные об особенностях проявления аку- стической активности на различных участках рудничного поля и обоснованы критерии ударо- опасности массива горных пород. Ключевые слова: геофизический метод, прибор локального контроля, удароопасность, акусти- ческая эмиссия Abstract: On a number of impact dangerous ore deposits measurements of acoustic emission parameters us- ing the “Prognoz L“ portable device of a new gen- eration, worked out by the Institute of Mining FEB RAS are performed.. New data on the peculiarities of displaying acoustic activity in different areas of the mine fields are obtained and criteria of rock mass impact hazard are grounded. Key words: geo-physical method, the local control unit, impact hazard, acoustic emission. Разработка месторождений полезных ископаемых и подземное строительство в сложных горно-геологических условиях и на больших глубинах сопровождаются повы- шенным горным давлением, которое проявляется в таких опасных формах, как сдвиже- ние и обрушение участков массива, внезапные выбросы породы и газа, стреляния пород, горные и горно-тектонические удары, что нередко приводит к катастрофическим по- следствиям. Они наносят большой материальный и социальный урон горнодобывающим предприятиям, приводят к длительным остановкам добычи полезного ископаемого из-за необходимости вести масштабные восстановительные работы на больших площадях шахтного поля.
  • 73. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 73С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Важное значение для прогноза и предупреждения опасных проявлений горного давления имеет достоверная и оперативная информация о геомеханическом состоянии массива горных пород, которая может быть получена в том числе с помощью геофизи- ческих методов и измерительных средств [1], из которых наиболее широко применяются микросейсмический (сейсмоакустический) и геоакустический методы. С помощью по- следнего, в зависимости от применяемых технических средств, можно осуществлять как локальный, так и региональный контроль состояния массива горных пород. Он базиру- ется на экспериментально наблюдаемом и теоретически изученном явлении акустиче- ской эмиссии (АЭ), которая сопровождает процесс механического нагружения и разру- шения горных пород [2 – 3]. Вместе с тем сложившиеся в настоящее время представления о массиве горных пород как о литологически и структурно неоднородной среде требуют более совершен- ного инструмента для регистрации, обработки результатов измерения и анализа не только основных параметров регистрируемого сигнала АЭ, но и ряда дополнительных показателей (временных, их производных и градиентов, вариаций фазово-частотных спектров и т. п.). Необходимо также иметь возможность автоматизированной настройки и выбора режима измерения в различной шумовой обстановке действующего горнодо- бывающего предприятия. Интенсивное развитие в последние годы микропроцессорных и цифровых техно- логий создало условия для разработки в ИГД ДВО РАН значительно более совершенного геоакустического портативного прибора для локального контроля удароопасности «Prognoz L» [4], позволяющего не только регистрировать большое число параметров АЭ, но и осуществлять обработку и детальный анализ полученной информации, что значи- тельно повышает надежность оперативной оценки геомеханического состояния массива горных пород. Портативный прибор для локального контроля удароопасности «Prognoz L» со- стоит из двух основных частей (рис. 1а): первичного приемного преобразователя (дат- чика) и измерительного блока. По результатам детального анализа характеристик совре- менных акустических регистраторов лабораторных и полевых испытаний в качестве пер- вичного приемного преобразователя для прибора «Prognoz L» определен акселерометр серии АР99-1000 (фирма «GlobalTest», г. Саров) (рис. 1б). а б Рис. 1 – Внешний вид прибора «Prognoz L»: а − измерительный блок: 1 − пленочная клавиатура; 2 − корпус прибора; 3 − выносной датчик (акселерометр); 4 − жидкокристаллический дисплей; 5 − защитное стекло из поликарбоната; 6 − разъем подключения выносного датчика; б − акселерометр АР99-1000
  • 74. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 74С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е В основе измерительной части прибора лежит ARM микроконтроллер STM32F405 производительностью 210 DMIPS, с помощью которого осуществляется как управление прибором, так и обработка регистрируемого сигнала акустической эмиссии. Высокая производительность позволяет в полной мере использовать DSP-библиотеку с возможностью цифровой обработки АЭ-сигнала. Хранение результатов измерений, а также истории работы прибора производится на flash-карточку формата micro-SD. Интерфейс обмена с картами данного формата реа- лизован в микроконтроллере STM32F405 в виде аппаратного модуля, который позволяет считывать и записывать данные, не используя вычислительное ядро микроконтроллера. Сигнал с пьезодатчика поступает на усилитель – фильтр верхних частот, в кото- ром он отфильтровывается от помех с частотой выше 30 кГц и преобразуется в диапазон входных сигналов АЦП, а затем оцифровывается с частотой дискретизации 100 кГц. По- сле чего оцифрованные отсчеты поступают в микропроцессор, где обрабатываются в со- ответствии с алгоритмом выделения импульсных сигналов. На рис. 2 изображены основные окна настройки и проведения измерений: главное окно (а), отражающее процесс измерения, окно представления результатов АЭ контроля (б), пользовательское (в) и инженерное (г) меню для настройки прибора «Prognoz L» Рис. 2 – Главное окно (а), отражающее процесс измерения, окно представления результатов АЭ контроля (б), пользовательское (в) и инженерное (г) меню для настройки прибора «Prognoz L» Непосредственно перед выполнением процесса измерения параметров АЭ выпол- няется настройка прибора, где имеется возможность не только изменить общие пара- метры замера, такие как дата/время, запись на цифровой носитель, громкость звука и др., но и подобрать частотный, амплитудный и временной фильтр детекции АЭ импульсов. Для этого используются пользовательское и инженерное меню (рис. 2в, 2г). Для прибора «Prognoz L» разработано специальное программное обеспечение, функционирующее на микроконтроллере и состоящее из набора программных модулей. а б в г
  • 75. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 75С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Модуль получения данных осуществляет непрерывное считывание данных, по- ступающих с аналого-цифрового преобразователя в цифровом виде. Далее поток цифро- вых данных поступает на модуль цифрового фильтра. В приборе «Prognoz L» реализован цифровой фильтр с конечной импульсной характеристикой полосового типа. Отфиль- трованные данные записываются на карту памяти модулем записи для осуществления возможности просмотра и дальнейшего анализа на персональном компьютере с помо- щью специально разработанной программы для операционной системы Microsoft Win- dows. Модули расчета параметров импульса и его частотных, амплитудных и времен- ных характеристик осуществляют анализ выделенного импульса. Они позволяют рассчи- тывать следующие параметры и характеристики АЭ импульсов: время начала и оконча- ния, амплитуду, длительность, энергетическую характеристику, количество осцилляций, спектр, частоту основной гармоники. Для осуществления визуального контроля за процессом измерения часть рассчи- танных параметров выводится на дисплей в режиме реального времени модулем отобра- жения состояния процесса измерения. Рассчитанные параметры и частотные характеристики аккумулируются в модуле накопления и обработки результатов измерений. По окончании процесса измерения, про- должительность которого устанавливается пользователем в меню настроек программы, данный модуль проводит расчет удароопасности по принятой методике с использова- нием критериев, значения которых устанавливаются для условий конкретного месторож- дения в процессе экспериментальных исследований. Итоговые результаты измерения па- раметров АЭ и результаты расчета удароопасности выводятся на дисплей прибора в виде текстовой и графической информации, а также сохраняются на карте памяти в виде тек- стового файла. Записанные результаты геоакустического контроля могут просматри- ваться и детально анализироваться с помощью специально разработанной программы «Prognoz L Configurator» для операционной системы Microsoft Windows, адаптированной под работу как со средне-, так и с высокочастотными импульсами "Sound Forge Pro". В приборе локального контроля реализован ряд алгоритмов для выделения полез- ных сигналов АЭ и фильтрации технологических помех различной природы. Для оценки состояния горного массива прибором локального контроля «Prognoz-L» используются методики, в которых в качестве критериев выступают интен- сивность АЭ без видимого влияния технологических процессов NАЭ и показатель ампли- тудного распределения b [5]. Показатель интенсивности NАЭ позволяет судить о дости- жении предельных нагрузок в горных породах краевой части массива. Показатель ам- плитудного распределения b характеризует неустойчивость процесса деформирования, нарастание количества импульсов высокой энергии и рассчитывается по формуле ,lg/lg 1 2 2 АЭ 1 АЭ А А N N b  где b – соотношение числа акустических импульсов с разной амплитудой (энергией); A1 и А2 – пороги (уровни чувствительности прибора); N1 АЭ и N2 АЭ – интенсивность АЭ при различных порогах. Процесс измерения заключается в последовательной регистрации акустических сигналов при различных порогах (уровнях чувствительности прибора) A1 и А2. Нижний (более чувствительный) порог А1 устанавливается таким образом, чтобы обеспечить прием импульсов АЭ в радиусе не менее 5 м от датчика при превышении уровня полез- ного сигнала АЭ над фоном акустических помех не менее чем на 10 дБ. Верхний (II) порог А2, используемый для регистрации импульсов с большей амплитудой, устанавли- вается так, чтобы выполнялось соотношение A/A1 > 2. Уменьшение b (b < 1) свидетель- ствует об увеличении доли импульсов с большей амплитудой, что указывает на процесс прорастания трещин, являющийся признаком удароопасности массива горных пород.
  • 76. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 76С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Помимо указанных критериев (NАЭ и b) для оценки состояния горного массива возможно использовать дополнительные параметры АЭ, к числу которых относятся спектральные характеристики АЭ сигналов. В приборе локального контроля реализован ряд оригинальных алгоритмов для выделения полезных сигналов АЭ и фильтрации технологических помех различной при- роды, что чрезвычайно важно, так как измерения очень часто проводятся в сложной шу- мовой обстановке подземного рудника. Фильтрация осуществляется по основным пара- метрам, которые характеризуют импульсы АЭ. Амплитудная фильтрация позволяет ис- ключать сигналы фоновых помех рабочего оборудования. Частотный фильтр исключает из алгоритма расчета как низкочастотные, так и высокочастотные импульсы техноген- ного происхождения. Также сигналы фильтруются по длительности. Натурные испытания прибора «Prognoz L» проводились в условиях подземных рудников Николаевского (АО «ГМК Дальполиметалл»), Глубокого (ПАО «ППГХО»), а также объединенных Кировского и Расвумчоррского рудников (АО «Апатит»). Оценка геоакустического состояния массива месторождений прибором локаль- ного контроля проводилась в потенциально удароопасных выработках, в которых при- сутствовали явные визуальные признаки повышенного давления (нарушение целостно- сти крепи, шелушение и интенсивное заколообразование породы кровли или бортов вы- работок, стреляние пород), а также на участках рудничного поля, в пределах которого наблюдается повышенный уровень напряжений в массиве, установленный стационар- ными сейсмоакустическими системами контроля. Достаточно представительный объем экспериментальных данных был получен на рудниках АО «Апатит» в 2014 – 2015 гг., где было проведено более 130 измерений пара- метров АЭ. На рис. 3 изображены сигналограммы измерений АЭ в выработках, с различ- ной степенью удароопасности произведенных на Кировском руднике (АО «Апатит»). Увеличение доли импульсов акустической эмиссии говорит о наличии процесса микро- и макроразрушения горных пород в связи с избыточным давлением и деформа- цией массива горных пород. В связи с дискретностью и случайным характером процессов разрушения в мас- сиве, оценку состояния его краевой части проводят на основе статистической обработки данных. В процессе анализа данных акустической эмиссии по наблюдениям геомеханиче- ского состояния массива глубоких горизонтов Кировского и Расвумчоррского рудников выявлены основные параметры частоты импульсов, амплитуды, а также длительности сигналов АЭ в выработках, где присутствовали явные признаки напряжения краевой ча- сти массива. Значения основных параметров лежат в следующем диапазоне: • частота импульсов АЭ 10600 – 16700 Гц; • амплитуда импульсов АЭ 15 – 64 дБ; • длительность импульсов АЭ 5 – 380 мс. Для условий горных выработок, пройденных в апатит-нефелиновых рудах и вме- щающих породах на горизонтах Кировского и Расвумчоррского рудников, установлен уровень Na1крит =7,5 импульсов за интервал времени Δt= 15 сек. Для категории "ОПАСНО" b ≤ 1. Также весьма представительные данные о параметрах акустической активности удароопасного массива горных пород были получены на Николаевском руднике (АО «ГМК Дальполиметалл») с октября по декабрь 2015 г., в период проявления техно- генной сейсмичности. Всего с октября по декабрь 2015 г. на Николаевском руднике зарегистрировано 25 толчков, что в 5 – 8 раз превышает среднее количество динамических проявлений за такой же период в предыдущие годы.
  • 77. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 77С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е а б в Рис. 3 – Сигналограммы измерений в выработках с различной степенью удароопасности: а – спокойное состояние массива; б – начальные признаки напряжения массива; в – удароопасное состояние массива
  • 78. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 78С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е По результатам детального изучения условий и факторов серия сильных толчков в глубине массива Николаевского месторождения вызвана активизацией геодинамиче- ских процессов вдоль границ подработанного горными работами тектонического блока объемом более 5 млн м3 . Геодинамические процессы протекали в форме перестройки и самоорганизации массива в природно-техногенном поле напряжений и сопровождались смещениями и подвижками вдоль тектонических нарушений различного масштабного уровня. Примером таких подвижек могут являться, в частности, наблюдаемые смещения на величину до 5 см в наклонных и вертикальных взрывных скважинах на расстоянии от 4 до 7 м от их устья. На рис. 4 представлены очаговые зоны крупных геодинамических событий, про- изошедших с октября по декабрь 2015 г. Выброс горной массы в результате мгновенного высвобождения энергии составил 10 – 18 м3 . 1 – выработки гор. -390 м; 2 – выработки гор. -360 м; 3 – тектонические нарушения а) 1-го; б) 2-го порядков; 4 – дайки среднего и основного состава; 5 – выработанное пространство: а) гор. -360 м, б) гор. -390 м; 6 – динамические проявления на а) гор. -360 м, б) гор. -390 м; 7 – техногенное землетрясение; 8 – изолинии суммарной энергии АЭ-событий; 9 – места измерения параметров АЭ прибором "Prognoz L" Рис. 4 – Сейсмоакустическая активность массива Николаевского месторождения в районе зарегистрированных с октября по декабрь 2015 г. геодинамических явлений По результатам анализа и обобщения экспериментальных данных определены критерии перехода массива горных пород на глубоких горизонтах Николаевского место- рождения в неустойчивое предразрушающее состояние.
  • 79. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 79С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е В целом по результатам начального этапа экспериментальных исследований уда- роопасности с применением прибора "Prognoz-L" определены основные параметры по- лезных сигналов АЭ (амплитуда и длительность импульсов), зарегистрированных в мас- сиве Николаевского месторождения, которые также лежат в достаточно широких диапа- зонах: от 15 до 65 дБ и от 7,5 до 450 мс, соответственно. Частота при этом изменяется от 12000 до 19000 Гц. На основе применения современных микропроцессорных и цифровых технологий разработан и апробирован в шахтных условиях геоакустический портативный прибор для локального контроля удароопасности «Prognoz L», который позволяет регистриро- вать и определять параметры АЭ даже в условиях наличия технологических шумов. Для работы прибора разработаны эффективные алгоритмы и программное обес- печение, обеспечивающие регистрацию в шахтных условиях действующих рудников АЭ сигналов, определение их параметров (интенсивность акустической эмиссии; основную частоту импульсов АЭ; длительность, амплитуду и относительную энергетическую ха- рактеристику АЭ-событий и др.); углубленный анализ результатов геомеханического контроля. В условиях глубоких горизонтов Кировского, Расвумчоррского рудников, а также Николаевского полиметаллического месторождения (Восточное Приморье) получены новые экспериментальные данные о параметрах акустической активности массива гор- ных пород и определены критерии его перехода в неустойчивое предразрушающее со- стояние. Установлено, что признаком удароопасного состояния краевых участков гор- ного массива является его акустическая активизация с параметрами: • Для Кировского и Расвумчоррского рудников – интенсивность акустической эмиссии 301 N имп./мин; показатель амплитудного распределения АЭ 1b . • Для Николаевского полиметаллического месторождения – интенсивность акусти- ческой эмиссии 241 N имп./мин; показатель амплитудного распределения АЭ 1b . Литература 1. Инструкция по безопасному ведению горных пород на рудниках и нерудных месторождениях, объектах строительства подземных сооружений, склонных и опасных по горным ударам (РД 06-329-99). – М.: ГП НТЦ по безопасности в промышленности Госгортехнадзора России, 2000. 2. Кулаков Г.И. Акустическая эмиссия и стадии процесса трещинообразования горных пород / Г.Е. Яковицкая, Г.И. Кулаков // ФТПРПИ. – 1993. – № 2. 3. Регистрация и обработка сигналов электромагнитного излучения горных пород / М.В. Курленя и др. – Новосибирск: Изд-во СО РАН, 2000. 4. Совершенствование технических средств локального контроля ударооопасно- сти при ведении горных работ в сложных горно-геологических условиях / И.Ю. Расска- зов, Д.С. Мигунов, А.В. Гладырь, В.В. Макаров, П.А. Аникин, А.Ю. Искра, Д.О. Желнин, А.В. Сидляр // Проблемы освоения георесурсов Дальнего Востока. Вып. 5 ГИАБ (специ- альный выпуск). – 2014. – № 12. 5. Методические указания по сейсмоакустическим и электромагнитным методам получения критериев степени удароопасности. – Л.: ВНИМИ, 1986. 6. Вознесенский А.С. Системы контроля геомеханических процессов / А.С. Воз- несенский. – М.: Изд-во МГГУ, 2002. 7. Геофизические исследования горных ударов / И.М. Петухов, В.А. Смирнов, Б.Ш. Винокур, А.С. Дальнов. – М.: Недра, 1975. 8. Рассказов И.Ю. Контроль и управление горным давлением на рудниках Даль- невосточного региона / И.Ю. Рассказов. – М.: Издательство «Горная книга», 2008. 9. Турчанинов И.А. Основы механики горных пород / И.А. Турчанинов, М.А. Ио- фис, Э.В. Каспарьян. – Л.: Недра, 1989.
  • 80. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 80С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е 10. Laboratory and field investigations of rock-burst phenomens using concurrent ge- otomografhic imaging and acoustic emission // R. Joung, D. Hutchins, S. Taltbi, T. Chow, S. Falis, L. Farell, D. Jansen, J. McGaughey, J. Towers, T. Urbancic // Microseismic techniques. Pure and Appl. Geophys. – 1989. – N 3-4. 11. Геоакустический портативный прибор нового поколения для оценки ударо- опасности массива горных пород / И.Ю. Рассказов, Д.С. Мигунов, П.А. Аникин, А.В. Гладырь, А.А. Терёшкин, Д.О. Желнин // Физико-технические проблемы разра- ботки полезных ископаемых. – 2015. – № 3. – С. 169 - 179. 12. Methods and results of burst–hazardous assessment in the undeground mines of rus- sian Far East / I.Yu. Rasskazov, B.G. Saksin, P.A. Anikin, M.I. Potapchuk, A.V. Gladyr, A.V. Sidlyar, E.E. Damaskinskaya, B.A. Prosekin, S.P. Osadchiy // Proceedings of the 8-th International Symposium on Rockbursts and Seismicity in Mines (Russia, Saint-Petersburg – Moscow. 1-7 September 2013). – Obninsk-Perm, 2013. – P. 319 - 322.
  • 81. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 81С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е УДК: 622.023.623:622.831.3 DOI: 10.18454/2313-1586.2017.01.081 Прищепа Дмитрий Вячеславович аспирант кафедры шахтного строительства, Уральский государственный горный университет, 620114, г. Екатеринбург, ул. Куйбышева, 30 e-mail: dimaprishepa@gmail.com ОБОСНОВАНИЕ МОДЕЛЕЙ НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОГО СОСТОЯНИЯ ТРЕЩИНОВАТОГО ПОРОДНОГО МАССИВА Prischepa Dmitry V. post-graduate student of the department of mine construction, the Ural state mining University, 620114, Yekaterinburg, 30 Kuibishev st. е-mail:dimaprishepa@gmail.com GROUNDING THE MODELS OF FRACTURED ROCK MASS STRESSED-DEFORMED STATE Аннотация: Рассмотрены модельные представления различ- ных типов трещиноватых породных массивов. Даны прогнозные оценки деформационных ха- рактеристик этих массивов с учетом фрак- тальной размерности трещинной структуры горных пород. Полученные результаты исполь- зованы для формирования моделей напряженно- деформированного состояния массива методом конечных элементов. Результаты моделирова- ния создают базу для прогноза устойчивости подземных выработок в условиях трещинова- тых породных массивов. Ключевые слова: породный массив, деформаци- онные характеристики, метод конечных эле- ментов, фрактальный анализ трещин Abstract: Model representations of different types of fractured rock masses are considered. Forecasts of these rock mass deformation characteristics based on fractal dimension of rocks’ fracture structure are given. The results are used to form models of rock mass stressed-deformed state by the finite element method. The simulation results provide grounds for predicting underground workings stability in the conditions of fractured rock mass. Key words: rock mass, deformation characteristics, finite element method, the fractures’ fractal analy- sis. Эффективным инструментом исследования напряженно-деформированного со- стояния (НДС) породных массивов является метод конечных элементов (МКЭ) [1]. В настоящее время известен ряд компьютерных программ, моделирующих НДС массива. Такие программы непрерывно развиваются и совершенствуются. Одной из компьютер- ных реализаций метода является программный комплекс «Plaxis», разработанный в Дельфтском техническом университете (Нидерланды). В линейке программных продук- тов «Plaxis» представлены различные версии. Для решения поставленных задач был вы- бран геотехнический пакет «Plaxis 3D Tunnel». Этот мощный пакет специально предна- значен для трехмерного расчета задач, связанных с проектированием туннелей, однако он может также использоваться для широкого круга других геотехнических задач. Входными данными при реализации модели МКЭ являются прочностные и де- формационные свойства моделируемого массива. Лабораторное изучение этих свойств на образцах не дает информации о характеристиках массива, особенно осложненного си- стемой трещин и блочным строением. Адекватные данные могут быть получены путем натурных измерений непосредственно в массиве. Наиболее разработанными в техниче- ском и методическом плане являются скважинные исследования. Для оценки деформационных характеристик породного массива в районе станции Екатеринбургского метрополитена «Чкаловская» были выполнены компрессионные ис- пытания и описана система трещиноватости участков массива [2]. Для испытаний ис- пользовался прессиометр (дилатометр IF 096) швейцарской фирмы Solexpert AG. Были опробованы 25 интервалов длиной по 1 м в пяти скважинах. Типичный график деформации (распечатка компьютерной программы) приведен на рис. 1.
  • 82. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 82С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Рис. 1 – Типичная диаграмма компрессионных испытаний Обобщение и анализ результатов испытаний показали, что во всех случаях дефор- мационные кривые имеют нелинейный характер. Это обусловлено уплотнением пород- ного массива за счет смыкания открытых трещин. Поскольку поверхность трещин имеет сложную геометрию, в начальной стадии в истинном контакте находятся лишь наиболее выступающие части поверхности трещин. По мере роста нагрузки эти выступы разруша- ются, и площадь соприкосновения берегов трещины непрерывно увеличивается. Наряду с этим происходит упругое деформирование вмещающих трещины горных пород, но надежно выявить это деформирование (выделить линейные участки графиков) не пред- ставляется возможным. Поэтому количественной мерой деформации породного массива принят модуль деформации Едеф. Его величина определяется тангенсом угла наклона ли- нии нагрузки, соединяющей начальную и конечную точки диаграммы (пунктир на рис. 1). При разгрузке массива можно считать, что восстанавливается только упругая часть деформации. Тогда линейная аппроксимация разгрузки может служить для опре- деления модуля упругости породного массива Ем [3]. Корреляционный анализ модулей деформации и упругости породного массива (рис. 2) показал наличие статистически зна- чимой взаимосвязи. Рис. 2 – Взаимосвязь модуля упругости пород и модуля деформации массива 0 200 400 600 800 1000 1200 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 Модульдеформации,МПа Модуль упругости, МПа
  • 83. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 83С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Уравнение связи следующее: мдеф 370 Е,Е  (1) Достаточно высокий коэффициент корреляции (r = 0,90) позволяет использовать данную зависимость для оценки деформации массива по модулю упругости слагающих его пород. Этот показатель, т. е. модуль деформации горных пород, определяется по ре- зультатам лабораторных испытаний. Анализ трещинного строения породных массивов позволил выделить три их ос- новных типа: массив с системой параллельных трещин, блочное строение массива и си- стема хаотично ориентированных трещин. Обоснование модели первого типа выполнено К. В. Руппенейтом [4]. Рассматривается ситуация, когда протяженность трещин превы- шает размер влияния выработанного пространства Xm. На обнажениях или путем сква- жинного каротажа выявляются системы трещин i-го порядка с углом наклона к горизон- тальной плоскости θi. Упругие характеристики массива вычисляются по следующим формулам. Модуль упругости по вертикальному направлению: . )θsin1(η1 1 4 0 в     n i ii E E (2) Модуль упругости по горизонтальному направлению: . )θcos1(η1 1 4 0 г     n i ii E E (3) Аналогичным образом определяются другие упругие характеристики массива. Здесь ηi – геометрическая характеристика i-й системы трещин; Е0 – модуль упругости слагающих массив горных пород. В тех случаях, когда системы параллельных трещин перекрещиваются, они обра- зуют блочное строение массива. Размер блоков, как правило, значительно меньше харак- терного размера влияния выработки Xm. В этом случае в модели К.В. Руппенейта [4] сле- дует учитывать поправку li/L cos i θ , где li – длина i-й трещины (размер блока); L - харак- терный размер массива (влияния выработки Xm). В частности, при отсутствии заполни- теля трещин отдельности модуль упругости массива определится выражением , θcos)θsin1(η1 1 4 0     n i m i X L E E ii (4) где Li – средний размер блока породного массива. При наличии в массиве 3 – 4 систем ортогональных трещин его с точки зрения деформационной способности можно рассматривать как квазиизотропный. Тогда при ха- отично расположенных трещинах среднее значение множителя в формуле (2) 1 + sin4 θ =5/8, и модуль упругости такого массива определится формулой , η 8 5 1 0 n E E   (5) где n – число систем трещин.
  • 84. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 84С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е При малых нагрузках, когда деформацией контактирующих выступов можно пре- небречь, геометрическая характеристика трещин определится соотношением , ζ δ η h  (6) где δ – средняя ширина раскрытия трещины; ξ – относительная площадь контактов; h – толщина слоя ненарушенного материала, приходящегося на данную трещину; может быть принята как расстояние между трещинами. При больших нагрузках следует учитывать деформацию выступов. Тогда . )σζ( δ η 0 0   Eh E (7) Расстояние между трещинами отдельности li определится натурными замерами и их статистической обработкой. Ширина зияния δi и относительная площадь контактов ζi – показатели взаимосвязанные, и их определение не столь очевидно. Так, К. В. Руппе- нейтом [4] рекомендуется принимать ζi = 3∙10-4 как некоторую константу. Однако совер- шенно очевидно, что эта величина будет существенно различной для реальных трещин массива. Более того, она будет меняться в ходе деформирования массива. При этом сле- дует учитывать величину дилатансии пород. Исследование данного вопроса позволило установить следующее. В механике сплошных сред обычно разделяют трещины отрыва и трещины сдвига. В реальном породном массиве действуют оба фактора. Если трещина образована путем отрыва, то ее берега будут зеркальными отражениями. При последующем сдвиге на некоторую величину Δ выступы рельефа будут разрушаться, образующиеся продукты разрушения заполняют промежутки и при дальнейшем сдвиге переизмельчаются, обра- зуя заполнитель трещины. Для больших по площади контактов разрушение выступов при данной нагрузке σ может не произойти. Тогда при сдвиге будет наблюдаться подъем по этой поверхности (волнистости) с увеличением ширины зияния трещины δ. В ходе этих процессов геометрия трещин будет непрерывно меняться. В соответствии с этим разработана модель динамики деформации трещин и рас- смотрены две ситуации – формирования контактов при сдвиге трещин отрыва и сбли- жение берегов трещины с разной геометрией (трещины сдвига). В каждом случае назна- чался шаг сдвига Δ, и по определенному анализом траекторий трещины углу извилисто- сти αВ вычислялась величина дилатансии V. Соответствующим образом вычислялись но- вые координаты трещины, и производилось их графическое построение. Пересекающи- еся участки траекторий ΔLi принимались за площадь контактов. Относительная площадь контактов определялась как ξ = ΣΔLi/L, где L – длина трещины. В свою очередь величина ΣΔLi оценивалась произведением числа контактов (пикселей) на площадку среза сред- него зуба шероховатости. В качестве примера на рис. 3 показана модель трещины отрыва в образце гранита, вероятностные траектории берегов которой определены путем статистического усредне- ния 50 сечений образца. Шаг сближения принят равным точности измерения координат трещины Δ = 0,62 мм. Соответствующая ему дилатансия составляет V = Δ tg αВ = 0,16 мм. Здесь маркерами показаны области контакта (наложения берегов трещины) после пер- вого шага сдвига. Относительная площадь контактов при этом составила ξ = 2,4·10-4 . Та же процедура проделана с различными трещинами сдвига. Анализ результатов моделирования и рассмотрение общего механизма деформа- ции трещин позволили установить следующее. При сближении берегов трещины проис- ходит разрушение зубьев ее шероховатости и, как следствие, выполаживание траекто- рий. Ранее нами установлено [5], что степень шероховатости трещин достаточно точно оценивается их фрактальной размерностью df. Тогда процесс деформации трещин при
  • 85. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 85С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е сдвиге будет сопровождаться изменением фрактальной размерности их берегов. Реали- зация вышеописанных моделей развития трещин и анализ результатов показывают, что по мере сближения берегов трещин их фрактальная размерность нелинейно снижается. На рис. 4 показаны результаты пошагового сближения берегов одной из трещин модели. Здесь линиями с маркерами показана фрактальная размерность верхнего и нижнего бе- регов трещины; без маркеров – ее средней линии. Изначально достаточно большая раз- ница в геометрии берегов, выраженная в их фрактальной размерности, по мере сближе- ния и выполаживания поверхностей уменьшается и в финальной стадии практически совпадает. Рис. 3 – Контакты берегов трещины отрыва при сдвижении породы Рис. 4 – Изменение фрактальной размерности берегов трещины по мере их сближения Сопоставление фрактальной размерности берегов различных трещин с относи- тельной площадью их соприкосновения показало следующее. Между относительным снижением разности фрактальных размерностей берегов трещин Δdf = |df1 – df2|/df0 100 % и их относительной площадью контактов ξ наблюдается устойчивая связь. Здесь |df1 – df2| – абсолютная разность фрактальной размерности первого и второго берегов трещины; df0 – фрактальная размерность ее средней линии. -2,0 -1,5 -1,0 -0,5 0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 0 10 20 30 40 50 60 Превышения,мм Длина трещины, мм 1,00 1,10 1,20 1,30 1,40 1,50 1,60 0 5 10 15 20 25 Фрактальнаяразмерность Номер шага
  • 86. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 86С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Корреляционный анализ показал, что с достоверностью аппроксимации R2 = 0,88 эта связь может быть описана уравнением .130exp1021 3 )Δd,(,ξ f  (8) Уравнение экспоненты отражает соответствие полученных данных механизму де- формации трещин. При совпадении размерностей берегов трещин разность |df1 – df2| = 0 и ξ в пределе стремится к 1,2·10-3 , что по порядку величин соответствует относительной площади соприкосновения гладких поверхностей. Таким образом, результаты моделирования трещиноватого массива позволяют определять площадь контактов берегов трещин путем фрактального анализа их геомет- рии. Полученные данные создают основу для оценки деформационных характеристик породного массива с учетом его трещинной структуры. Так, при известных значениях среднего расстояния между трещинами реального массива h и ширины их зияния δ опре- деляется характеристика геометрии трещин η = δ/ξh и вычисляется модуль деформации породного массива (1 – 5). В свою очередь, эти данные служат основой моделирования НДС трещиноватого массива методом конечных элементов. Рассмотрим реализацию модели МКЭ на примере горизонтальной выработки, со- оружаемой на глубине 300 м Юбилейного медно-цинкового колчеданного месторожде- ния, расположенного на территории Хайбуллинского района Республики Башкортостан. По результатам исследований [6] установлено, что вертикальные напряжения на данной глубине составляют σв = 7,5 + 0,6 МПа; продольные (по простиранию) σпр = 7,7 + 1,2 МПа; поперечные (по падению) σп = 7,6 + 1,0 МПа. Вмещающие породы – базальты. Комплекс свойств данных пород (как и других представительных пород месторождения) исследованы на кафедре шахтного строитель- ства УГГУ. В данных исследованиях автор принимал непосредственное участие. Свой- ства данных базальтов в образце таковы: прочность при растяжении σр = 12,5 МПа; при сжатии σсж = 113 МПа; сцепление τ = 26,6 МПа; угол внутреннего трения φ = 33 град; модуль упругости Е = 67 ГПа; коэффициент Пуассона ν = 0,28. Инженерно-геологические условия месторождения детально исследованы и при- ведены в работе [7]. В частности, модуль трещиноватости базальтов на данной глубине Jт = 2,1 1/м, что соответствует среднему расстоянию между трещинами h = 0,48 м. Тре- щины сомкнутые без заполнителя. Угол падения трещин θ = 30 град. В пределах зоны влияния выработки находится 4 системы трещин. Построение паспорта прочности базальта с учетом указанных горно-геологиче- ских условий позволило установить прочностные характеристики породы в массиве [3]: прочность при растяжении σр = 6,6 МПа; при сжатии σсж = 63 МПа; сцепление τ = 14,5 МПа; угол внутреннего трения φ = 29 град. Анализ геометрии трещин произво- дился по вышеизложенной методике. В качестве аналога (с учетом самоподобия трещин) использовались естественные поверхности торцов кернов, извлеченных из данного мас- сива. В результате установлено, что относительная площадь контактов ζi = 3,4∙10-4 и гео- метрическая характеристика данной системы трещин η = 5,5. В соответствии с этим пе- ресчитаны значения модулей упругости массива с параллельной системой трещин по вы- шеприведенным формулам К. В. Руппенейта. Так, модуль упругости массива по верти- кальному направлению составляет Ев = 3,3 ГПа, по горизонтальному Ег = 6,9 ГПа, коэф- фициент Пуассона 0,32. Угол дилатансии – 14 град. В результате моделирования получено изображение напряженного состояния массива в окрестности горной выработки (рис. 5). Средствами пакета «Plaxis 3D Tunnel» благодаря объемной картине сопоставлены конкретные значения напряжений. Данные транслированы в систему электронных таблиц «Microsoft Excel», и произведено постро- ение соответствующих диаграмм распределения напряжений в окрестности выработки по различным направлениям. В качестве примера на рис. 6 приведена эпюра вертикаль- ного горного давления.
  • 87. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 87С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Рис. 5 – Результат моделирования НДС массива Рис. 6 – Эпюра напряжений на контуре выработки Таким образом, представленные результаты позволяют определять геометриче- ские характеристики трещин и задавать в модели МКЭ деформационные свойства по- родного массива с тремя типами его трещиноватости. Результаты моделирования преду- смотрено использовать для прогноза устойчивости подземных выработок. Литература 1. Сегерлинд Л. Применение метода конечных элементов: пер. с англ / Л. Сегер- линд. – М.: Мир, 1979. – 393 с. 2. Оценка деформационных характеристик породного массива для прогноза устойчивости горных выработок / О.Г. Латышев и др. // Проектирование, строительство и эксплуатация комплексов подземных сооружений: труды III Международной конфе- ренции, 19 - 21 мая 2010 г. – Екатеринбург: УГГУ, 2010. – С. 223 - 228. -2 0 2 4 6 8 10 -15 -10 -5 0 5 10 15 Напряжение,МПа Расстояние, м
  • 88. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 88С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е 3. Латышев О.Г. Разрушение горных пород / О.Г. Латышев. – М.: Теплотехник, 2007. – 672 с. 4. Руппенейт К.В. Деформируемость массивов трещиноватых горных пород / К.В. Руппенейт. –М.: Недра, 1975. – 223 с. 5. Латышев О.Г. Фрактальная размерность трещины как мера ее шероховатости / О.Г. Латышев, В.В. Франц, Д.В. Прищепа // Изв. вузов. Горный журнал. - 2015. – № 8. – С. 55 - 60. 6. Лизункин М.В. Оценка напряженно-деформированного состояния массива гор- ных пород Стрельцовского рудного поля / М.В. Лизункин, А.В. Бейдин // Геомеханика в горном деле. - Екатеринбург: ИГД УрО РАН, 2014. – С. 30 - 38. 7. Инженерно-геологическая и гидрогеологическая характеристика пород Юби- лейного месторождения / О.М.Гуман; УГГУ // Отчет ООО «НПЦ Уралгеолпроект». - Екатеринбург, 2008.
  • 89. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 89С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е УДК: 622.023.623 DOI: 10.18454/2313-1586.2017.01.089 Франц Владимир Владимирович ассистент кафедры шахтного строительства, Уральский государственный горный университет, 620144 г. Екатеринбург, ул. Куйбышева, 30 e-mail: franc_vv@mail.ru ИССЛЕДОВАНИЕ ФРАКТАЛЬНЫХ ХАРАКТЕРИСТИК ТРЕЩИНОВАТОСТИ ДЛЯ ПРОГНОЗА ПРОЧНОСТИ И УСТОЙЧИВОСТИ ПОРОДНОГО МАССИВА Frantz Vladimir V. assistant of the mine construction department, The Ural State Mining University, 620144 Yekaterinburg, 30 Kuibishev st. е-mail: franc_vv@mail.ru THE STUDY OF FRACTAL CHARACTERISTICS OF ROCKS JOINTING FOR PREDICTING ROCK MASS STRENGTH AND STABILITY Аннотация: Обсуждаются методы определения устойчиво- сти и прочности обнажений горных пород с уче- том наличия трещин. На основе спектрального анализа поверхности трещин обоснован крите- рий выделения и оценки их шероховатости и из- вилистости, которые являются базовыми пока- зателями для построения паспорта прочности пород при их сдвиге по трещине. Опытная про- верка подтверждает адекватность и информа- тивность методики фрактального анализа трещинной структуры горных пород. Ключевые слова: сдвиг пород по трещине, коэф- фициент шероховатости, коэффициент извили- стости, фрактальная размерность траекто- рии трещины, паспорт прочности трещины Abstract: The methods of determining rocks’ exposure strength and stability with due regards for fractures are discussed. In terms of surface fractures spectral analysis the criterion of selection and evaluation roughness and sinuosity coefficient is grounded. Roughness and sinuosity coefficients are basic indi- cators for constructing the certificate of rocks dis- placement along the fracture. Experimental verifi- cation confirms the adequacy and the informational content of the method of fractured rocks fractal analysis. Key words: rocks displacement along the fracture, roughness coefficient, sinuosity coefficient, fractal dimension of fracture trajectory, the certificate of fracture strength Устойчивость обнажений при подземных и открытых горных работах нередко определяется сдвигом пород по трещине. Анализ экспериментальных данных показы- вает, что наиболее адекватным описанием процесса являются уравнения Н. Бартона [1]. Для выделения стадий сдвига с преобладающим влиянием волнистости и шероховатости он предложил описывать огибающую предельных кругов напряжений (паспорт прочно- сти) ломаной линией, участки которой соответствуют различным уровням нормальных напряжений. Причем пороговое значение напряжений σ* зависит от геометрии (морфо- логии) трещин. В принятой в отечественной литературе системе обозначений это значе- ние определится выражением [2]: (1) где σтр – прочность при сжатии материала стенок трещины; αВ – угол волнистости; Кш – коэффициент шероховатости. На первом этапе сдвига (при σ < σ* ) паспорт прочности опишется уравнением 𝜏 = 𝜎 ∙ tg [𝜑ост + Кш ∙ lg ( 𝜎тр 𝜎 )] + 𝐶. (2) На втором этапе (при σ > σ* ) 𝜏 = 𝜎 ∙ tg[𝜑ост + 𝛼В] + 𝐶. (3) Для определения величины коэффициента шероховатости в работе [3] предлага- ется сравнивать изучаемую трещину с 10 стандартными профилями (шаблонами). По этому поводу следует отметить, что вряд ли все многообразие природных трещин можно ) ш в( тр * 10/ К a 
  • 90. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 90С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е свести к 10 эталонам. Кроме того, чисто визуальное сопоставление профилей реальной и эталонной трещины связано с большой долей субъективизма. Тогда необходимой за- дачей является обоснование количественного признака (критерия), позволяющего более надежно определять входящие в уравнения Бартона коэффициенты шероховатости Кш и извилистости αВ. Волнистость (крупная волнообразная неровность) обусловливает расширение трещины в ходе ее сдвижения. Вследствие этого по профилю трещины образуются плотно сомкнутые участки и участки, имеющие большое раскрытие. Элементы шерохо- ватости имеют значительно меньшие размеры и обычно срезаются в процессе сдвига. Для разделения и количественной оценки данных показателей нами выполнены иссле- дования ряда образцов скальных пород Урала. Трещины образовывались путем раскалы- вания образцов соосной линейной нагрузкой. На поверхности берегов трещин с точно- стью 0,1 мм определялись превышения ординат по параллельным сечениям с сеткой из- мерений 1 – 2 мм. Проиллюстрируем методику исследования поверхностей на двух гео- метрически различных трещинах – образец № 1 (гранит) и образец № 2 (базальт). Ком- пьютерное представление поверхностей трещин приведено на рис. 1 и 2. Для каждого образца получено, соответственно, 2300 и 3600 координат поверхности трещин. Рис. 1 – Компьютерное изображение трещины № 1 гранита Рис. 2 – Компьютерное изображение трещины № 2 базальта В каждой поверхности трещин выделялось по 50 сечений, для которых произво- дился комплексный статистический анализ координат. Усредненные по всем сечениям траектории трещин представлены на рис. 3. Вид графиков и статистические характери-
  • 91. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 91С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е стики их исходных траекторий ясно показывают, что в отличие от трещины гранита тре- щина базальта помимо шероховатости обладает заметной извилистостью траектории. Дисперсия ее превышений на два порядка выше, чем у трещины гранита. Рис. 3 – Средние траектории трещин гранита (№ 1) и базальта (№ 2) Исследованиями [4] показано, что трещины являются фрактальными объектами и их траектории в принципе не могут быть описаны гладкими дифференцируемыми функ- циями. Наилучшее приближение дает аппроксимация траекторий кусочно-линейными функциями. На рис. 4 показана иллюстрация данной процедуры для трещины базальта (№ 2). Рис. 4 – Аппроксимация линии извилистости трещины В частности, для представленной трещины углы извилистости изменяются от 6 до 29 градусов и в среднем составляют αВ = 16,9 град. Отклонения от линии извилистости будут характеризовать шероховатость трещины.
  • 92. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 92С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Для количественной оценки шероховатости трещин проведен анализ различных траекторий трещин, для которых в опыте определен показатель шероховатости. Уста- новлено [5], что коэффициент шероховатости трещин достаточно надежно определяется фрактальной размерностью траектории df [2]: Кш = 0,5 ∙ 𝑑 𝑓 5.2 . (4) Таким образом, вышеизложенные результаты исследований позволяют количе- ственно определять коэффициенты шероховатости Кш и извилистости αВ трещин для аналитического описания их паспорта прочности. Однако если в случае рассматривае- мых трещин (см. рис. 3) разделение шероховатости и извилистости очевидно, то для мно- жества других природных трещин границу между этими характеристиками установить чисто визуально не представляется возможным. Тогда задачей анализа должно стать обоснование объективного количественного критерия выделения трещин, заведомо об- ладающих извилистостью. В работе [6] для оценки фрактальных свойств поверхности предлагаются методы спектрального анализа. Приводятся исследования данного аспекта для самых различных поверхностей – от рельефа Луны до поверхности тазобедренного сустава человека. Ана- лиз этих результатов приводит к мысли, что фрактальность любых поверхностей явля- ется общей природной закономерностью. Количественной мерой служит дисперсия высоты неровностей рельефа поверх- ности: 𝜎2 = ∫ 𝐺(𝜔)𝑑𝜔 ∞ 𝜔0 , (5) где G(ω) – пространственный спектр мощности; ω = 2π f – угловая пространственная ча- стота; f = 1/λ – пространственная частота; λ – длина волны неровностей поверхности. Любые объекты (физические системы) с конечным размером l0 характеризуются минимально возможной пространственной частотой: 𝑓0 = 𝜔0 2𝜋 = 1/𝑙0. (6) Тогда наибольшая длина волны поверхности λ0 = 1/f0. Как и в линейном случае, общая площадь поверхности будет увеличиваться по мере уменьшения шага измерения. В качестве модели описания поверхности может служить нестационарный процесс фрак- тального броуновского движения (процесс Винера – Леви). Для оценки как геометриче- ских, так и статистических свойств поверхности вводится понятие топотезы L0, которая связана с дисперсией следующим образом: 𝜎2 = 𝐿0 𝜆0 = 𝐿0 𝑓0 = 2𝜋𝐿0/𝜔0 . (7) С учетом L0 пространственный спектр мощности запишется в виде 20 2 0 2ω π2 )ω(          LL G (8) или 𝐺 ( 1 𝜆 ) = 𝐿0 𝜆2 . (9) Здесь длина волны λ = 1/ f может иметь смысл шага измерения рельефа поверхно- сти, обладающей фрактальными свойствами: (10) Показатель степени β называется спектральным параметром: 𝛽 = 2𝐻 + 1. (11) Фрактальная размерность поверхности следующая: .)( β 0 f L fG 
  • 93. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 93С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е 𝐷𝑓 = 3 − 𝐻 . (12) Из уравнений (10) и (11) следует, что β = 2 (3 – df) + 1 = 7 – 2 df и уравнение (12) запишется в виде .)( 72 0   fD fLfG (13) По данной схеме выполнен спектральный анализ большого числа трещин, как ис- следованных нами, так и взятых из литературных источников. Как следует из получен- ных данных, наиболее характерным признаком наличия извилистости трещин может служить величина их топотезы. Границей можно считать L0 = 10 -5 м. Все трещины с топотезой выше этого предела обладают выраженной извилистостью, которую необхо- димо выделить и учесть коэффициентом αВ. При анализе отмечено, что спектр мощно- сти траекторий трещин закономерно возрастает по мере все более явного проявления их извилистости. Результаты спектрального анализа рассматриваемых выше трещин пред- ставлены в табл. 1. Таблица 1 Результаты анализа спектров траекторий трещин Характеристики траекторий Трещина гранита Трещина базальта (исходные координаты) Трещина базальта (характеристики шероховатости) Частота, 1/м Дисперсия, м2 Топотеза L0·10-5 , м Спектр мощности 33 2,5·10-7 0.82 7,0·10-8 12,5 7,2·10-6 9,0 6,7·10-8 45 1,4·10-7 0.64 1,2·10-8 Анализ исходных траекторий, показанных на рис. 3, дает значения топотезы для трещины гранита менее указанного порога (L0 = 10 -5 м), а для трещины базальта – выше него. Однако после нахождения линии извилистости (см. рис. 4) превышение неровно- стей над ней, т. е. линия шероховатости характеризуется топотезой L0 = 0,64·10-5 м, что уже меньше ее критического значения. Таким образом, использование спектрального анализа траектории трещин и использование в качестве критерия величины топотезы служит достаточно надежным инструментом разделения характеристик шероховатости и извилистости природных трещин. Для определения работоспособности предложенной методики выполнены экспе- рименты по сдвигу гранита Шарташского месторождения. Исследованы три образца при ступенчато изменяющемся нормальном давлении. Трещины образовывались путем рас- калывания образцов соосной линейной нагрузкой. На каждом из образцов получены тра- ектории верхней и нижней границы трещины с их противоположных сторон. Несмотря на достаточную однородность исследуемых пород, полученные трещины (что вполне ожидаемо) имеют различные траектории. Для построения паспорта прочности необхо- димо определить коэффициенты шероховатости и извилистости трещин. Для каждой из траекторий они отличаются по величине. Однако для использования уравнений (1 – 3) требуется единая характеристика трещин. Использовать для этого усредненную траекто- рию некорректно в силу того, что при таком усреднении изгибы трещин могут взаимно нивелироваться. Поэтому целесообразно определять шероховатость и извилистость каж- дого следа трещин и затем усреднять эти коэффициенты с учетом доверительных интер- валов. Реализация изложенной выше методики позволила определить геометрические характеристики трещин образцов, приведенные в табл. 2.
  • 94. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 94С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Таблица 2 Геометрические характеристики трещин Показатели Образец № 1 Образец № 2 Образец № 3 Средние Извилистость, град 5,8 4,3 2,5 4,2 Фрактальная размерность 1,74 1,80 1,87 1,81 Коэффициент шероховатости 9,1 10,7 13,2 11,0 По опытным данным определены уравнения и построен паспорт прочности гра- нита (рис. 5). Рис. 5 – Паспорт прочности при сдвиге гранита по трещине Начальная часть паспорта прочности описывается нелинейным уравнением (2): 𝜏 = 𝜎 ∙ tg [54 + 11 ∙ lg ( 450 𝜎 )] + 7. В финальной части эта кривая переходит в прямую, описываемую уравнением (3): 𝜏 = 𝜎 ∙ tg[54 + 4,2] + 25. Граница перехода определяется прочностью при сжатии материала стенок тре- щины σтр = 450 кПа и составляет σ* = 15 кПа. Таким образом, полученные результаты подтверждают адекватность и работоспо- собность предлагаемой методики оценки параметров извилистости и шероховатости тре- щин. Это позволяет осуществлять прогноз прочности трещиноватой породы с учетом фрактальной геометрии трещин. Литература 1. Barton N.R., Bandis S.C. Effect of block size on the shear behavior of jointed rock // 23rd U.S. symp. on rock mechanics, Berkeley. - 1982. - Р. 739 – 760. 2. Речицкий В.И. Современные методы определения прочности на сдвиг по тре- щине / В.И. Речицкий, С.А. Эрлихман // Геоэкология. - 1997. - № 5. – С. 102 - 114. 3. Зерцалов М.Г. Механика скальных грунтов и скальных массивов / М.Г. Зерца- лов. – М.: ИД «Юриспруденция», 2003. – 184 с. Касательныенапряжения,кПа
  • 95. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 95С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е 4. Латышев О.Г. Неоднородность трещинной структуры и прочность горных по- род / О.Г. Латышев // Изв. вузов. Горный журнал. - 2014. –№ 6. – С. 152 - 159. 5. Латышев О.Г. Фрактальная размерность трещины как мера ее шероховатости / О.Г. Латышев, В.В. Франц, Д.В. Прищепа // Изв. вузов. Горный журнал. - 2015. – № 8. –С. 55 - 60. 6. Потапов А.А. Фракталы в радиофизике и радиолокации: Топология выборки / А.А. Потапов. – М.: Университетская книга, 2005. - 848 с.
  • 96. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 96С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е УДК 622.831.232 DOI: 10.18454/2313-1586.2017.01.096 Харисов Тимур Фаритович младший научный сотрудник лаборатории геомеханики подземных сооружений, Институт горного дела УрО РАН, 620075, г. Екатеринбург, ул. Мамина-Сибиряка, 58 e-mail: Timur-ne@mail.ru Князев Денис Юрьевич младший научный сотрудник лаборатории геомеханики подземных сооружений, Институт горного дела УрО РАН e-mail: knyazev@igduran.ru ЗАКОНОМЕРНОСТИ ДЕФОРМИРОВАНИЯ ПОРОДНЫХ СТЕНОК СТВОЛА В ПРОЦЕССЕ ПРОДВИЖЕНИЯ ЗАБОЯ В УСЛОВИЯХ ЗАПРЕДЕЛЬНОГО НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОГО СОСТОЯНИЯ МАССИВА Kharisov Timur F. junior researcher, The Institute of mining UB RAS, 620075 Yekaterinburg , 58 Mamin-Sibiryak st. e-mail: Timur-ne@mail.ru Knyazev Denis Yu. junior researcher, The Institute of mining UB RAS, e-mail: knyazev@igduran.ru THE REGULARITIES OF DEFORMING THE SHAFT’S ROCK WALLS DURING THE PROCESS OF FACE ADVANCING IN THE CONDITIONS OF ROCK MASS LIMIT-EXCEEDING STRESSED- DEFORMED STATE Аннотация: На основании результатов выполненных натур- ных исследований напряженно-деформирован- ного состояния породных стенок ствола в про- цессе его строительства по совмещенной тех- нологической схеме получена математическая модель зависимости корректирующего понижа- ющего множителя α* от отношения расстоя- ния до забоя к радиусу выработки вчерне. Про- веден сравнительный анализ изменения α* в мас- сиве, находящемся в условиях упругого деформи- рования, и в массиве, находящемся в запредель- ном состоянии. Ключевые слова: деформации, вмещающий мас- сив, предел прочности, строительство ствола, уход забоя, конвергенция Abstract: In terms of the results of performed natural re- searches of the shaft’s rock mass walls stressed- deformed state in the process of its construction ac- cording to combined technological scheme, the mathematical model of dependence of the correcting lowering multiplier α* is obtained from the distance relation till a face to radius of the working in rough. The comparative analysis of α* change in the rock mass in the conditions of elastic deforming as well as in the rock mass being in an limit-exceeding state is carried out. Key words: deformations, the enclosing rock mass, ultimate strength, shaft construction, face leaving convergence. Нарушение крепи шахтных стволов, вызванное деформацией окружающего мас- сива, в основном происходит в процессе строительства. При проходке выработки ствола происходит разгрузка вмещающего массива, сопровождающаяся смещением породных стенок к центру выработанного пространства (конвергенция) [1]. Зона деформаций вме- щающего массива в процессе строительства стволов начинается впереди забоя и охваты- вает призабойную часть выработки. Сдерживающее влияние забоя препятствует полной реализации смещений породных стенок выработки в призабойной области [2, 3]. Уходка забоя в процессе строительства ствола провоцирует смещения породных стенок U к цен- тру выработки. Рост деформаций породных стенок ствола происходит постепенно по мере продвижения забоя. Учет смещений окружающего породного массива, вызванных уходкой забоя, ре- шается введением корректирующего понижающего множителя α*, выражающего долю нереализовавшихся деформаций, вызванных уходом забоя выработки, которые выража- ются следующей формулой [4]:
  • 97. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 97С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е *),1( αUU   (1) где )./exp(* RLAα  (2) Полные смещения U∞, вызванные уходом забоя, реализуются на расстоянии, рав- ном 3-м радиусам выработки [4] (рис. 1). Рис. 1 – Схема смещений поверхности выработки в призабойной области без учета деформаций впереди забоя при А=1 (L – расстояние от наблюдательной станции до забоя, R – радиус выработки вчерне, U – деформация породных стенок, U∞ – полная деформация породных стенок) Исследования конвергенции породных стенок в призабойной зоне выработки, вы- званной продвижением забоя, были выполнены такими учеными, как М. Баудендистел, Б. З. Амусин, Н. С. Булычев, А. В. Зубков, А. Е. Балек. М. Баудендистел, используя метод конечных элементов, получил значение α* (ко- эффициент нагрузки) [4]: )/75,1exp(64,0* RLα  , (3) где L – расстояние от наблюдательной станции до забоя, м; R – радиус выработки вчерне, м. Доктор технических наук Б.З. Амусин на основании обработки результатов натур- ных наблюдений за смещениями пород в выработках предложил следующую эмпириче- скую формулу для определения указанного множителя [4]: )/3,1exp(* RLα  . (4)
  • 98. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 98С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Н.С. Булычев также сделал большой вклад в изучение влияния забоя на поле напряжений окружающего массива и вывел экспоненциальную зависимость, исходя из корреляционного анализа, полученного М. Баудендистелом [4]: )/38,1exp(6,0* RLα  . (5) Доктор технических наук А.В. Зубков выполнил большую работу по изучению влияния уходки забоя на напряженно-деформированное состояние вмещающего мас- сива. Было проведено объемное моделирование на пенопласте [5]. В результате были определены величины деформаций стенок выработки с круглым сечением при продви- жении забоя (рис. 2). Линии тренда деформаций растяжения (верхняя линия) и сжатия (нижняя линия) выполаживаются при l/R=2, то есть зона влияния забоя равна двум ради- усам выработки. Рис. 2 – График радиальной деформации контура круглой выработки от нагрузок Доктор технических наук А.Е. Балек в результате исследования напряженно-де- формированного состояния массива и крепи стволов Донского горно-обогатительного комбината вывел экспоненциальную зависимость [2]: )/75,1exp(55,0* RLα  . (6) Все исследования и расчеты α*, выполненные ранее, были произведены в усло- виях упругой модели неразрушенного горного массива с действующими гравитацион- ными и тектоническими напряжениями, не превышающими предел прочности массива. Массивы, находящиеся в запредельном напряженном состоянии, когда тектонические напряжения превышают предел прочности массива, деформируются иначе. Происходит растрескивание горного массива, сопровождающееся взаимными подвижками структур- ных породных блоков. Отсюда следует сделать вывод, что необходимо провести допол- нительные исследования закономерности изменения множителя α* в зависимости от рас- стояния до забоя в процессе строительства ствола в массиве, находящемся в запредель- ном напряженно-деформированном состоянии. В стволе «Клетевой» шахты «Центральная» выполнены исследования деформа- ции (конвергенции) породных стенок ствола в серпентинитовом массиве. Особенность массива заключается в том, что на глубине более 500 м он находится в запредельном U*103 см U*103 см Uy(z),Uz(y) Uy(z),Uz(z) Uy(y),Uz(y) Uy(z), Uz(y) Iв/Rэф
  • 99. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 99С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е напряженном состоянии. Тектонические напряжения превышают его предел прочности, в результате чего происходит растрескивание горного массива, сопровождающееся вза- имными подвижками структурных породных блоков [6]. Измерения деформаций вмещающего массива проводились на глубине 800 – 830 м в тюбинговых кольцах № 348, 350, 354, 357, 360, 363, 365 ствола «Клетевой» в процессе его проходки по совмещенной технологической схеме. Замеры проводились на больших базах, установленных в породе через тампонажные отверстия тюбингов на глубину до 1 м. Измерения расстояния между этими реперами выполнялись в 4-х направ- лениях между тюбингами 1-9, 3-11, 5-13, 7-15 по азимутам через 45˚ по мере уходки за- боя от места установки реперов (рис. 3) [7]. Рис. 3 – Схема размещения измерительных станций в стволе «Клетевой» Результаты натурных измерений представлены на рис. 4. Каждая точка отображает результат замера уровня деформаций окружающего массива при различных расстояниях от наблюдательной станции до забоя ствола в процессе его проходки. Рис. 4 – График зависимости деформации породных стенок ствола U от отношения расстояния до забоя ствола к радиусу выработки вчерне При использовании полученных результатов измерений с помощью компьютерной программы построения функционально-факторных уравнений нелинейной регрессии «Тренды ФСП-1» [8] была получена следующая математическая модель зависимости при коэффициенте детерминации, равном R2 =0,80: ))./48,0exp(1(03,24 RLU  (7) Отношение расстояния до забоя к радиусу выработки L/R ДеформацияпородныхстенокстволаU,мм
  • 100. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 100С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Черной линией изображен тренд изменения значений U – деформаций при увели- чении расстояния до забоя. Нарастание U происходит постепенно, 70 % деформаций ре- ализовывается при расстоянии, равном двум радиусам исследуемой выработки. Выпола- живается график при U∞=24,03 мм, что свидетельствует о полной реализации деформа- ций, вызванных уходом забоя ствола, на расстоянии, равном 7 – 8 радиусов выработки вчерне. Из полученной математической модели деформации (7) выделена экспоненциаль- ная зависимость коэффициента α* от отношения расстояния до забоя к радиусу выра- ботки вчерне, которая имеет вид: )./48,0exp(* RLα  (8) Полученные значения коэффициента α* в условиях запредельного напряженно-де- формированного состояния вмещающего массива существенно отличаются от значений, полученных учеными ранее. На рис. 5 представлены результаты, полученные автором, в сравнении с результатами, полученными Б.З. Амусиным, М. Баудендистелом, Н.С. Булычевым, А.В. Зубковым и А.Е. Балеком. На представленном графике видно, что зона влияния забоя в исследуемом массиве в 2 – 2,5 раза больше, чем в массиве в условиях упругого деформирования, и составляет 7 – 8 радиусов выработки вчерне. Столь существенное различие позволяет сделать вывод: значения множителя α* и закономерности его изменения, полученные ранее предшественниками, не применимы для всех видов массивов. Если поле напряжений массива превышает его предел прочно- сти и массив перестает вести себя как упругая среда, предлагается применять закономер- ности изменения α*, полученные автором статьи (8). Рис. 5 – Зависимость значения х=α* от отношения отставания крепи от забоя к радиусу ствола y=L/R Отношение расстояния до забоя к радиусу ствола вчерне L/R Значениякоэффициента* М. Баудендистел
  • 101. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 101С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Литература 1. Боликов В.Е. Напряженно-деформированное состояние бетонной крепи при строительстве вертикальных стволов / В.Е. Боликов, Т.Ф. Харисов, И.Л. Озорнин // Гор- ный информационно-аналитический бюллетень. - 2011. – ОВ № 11. - C. 77 - 86. 2. Боликов В.Е. Исследования поведения неустойчивых напряженных горных массивов при строительстве шахтных стволов / В.Е. Боликов, А.Е. Балек // Горный вест- ник. - 1995. - № 4. - С. 45 - 48 . 3. Сашурин А.Д. Формирование напряженно-деформированного состояния иерархически блочного массива горных пород / А.Д. Сашурин // Проблемы недрополь- зования. - 2015. - № 1 (4). - С. 38 - 44. 4. Булычев Н.С. Механика подземных сооружений / Н.С. Булычев. - М.: Недра, 1994. 5. Разработка методов и аппаратуры для оценки напряженного состояния пород в нетронутом массиве / И.В. Афонин, Н.П. Влох, Б.П. Жуков, А.В. Зубков и др. // ИГД. – Свердловск, 1979. 6. Деструкция земной коры и процессы самоорганизации в областях сильного техногенного воздействия / А.Д. Сашурин, А.Е. Балек, Т.Ш. Далатказин, В.В. Мельник, А.Л. Замятин, Ю.П. Коновалова, С.В. Усанов // Новосибирск: Изд-во СО РАН, 2012. - С. 119 - 178. 7. Харисов Т.Ф. Формирование напряжений в крепи при строительстве верти- кальных стволов в тектонически напряженном горном массиве / Т.Ф. Харисов, И.Л. Озорнин // Известия высших учебных заведений. Горный журнал. - 2013. - № 6. - С. 60 - 67. 8. Антонов В.А. О программе для ЭВМ "Тренды фсп-1" и ее применении в ин- формационных системах горных предприятий / В.А. Антонов, М.В. Яковлев // Информа- ционные технологии в горном деле: доклады Всероссийской научной конференции с международным участием / Институт горного дела УрО РАН. – Екатеринбург, 2012. - С. 26 - 34.
  • 102. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 102С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е УДК 622.831.32 DOI: 10.18454/2313-1586.2017.01.102 Сидляр Александр Владимирович младший научный сотрудник, Институт горного дела ДВО РАН, 680000, г. Хабаровск, Уссурийский бульвар, 5 e-mail: Kaspar_89@mail.ru Потапчук Марина Игоревна кандидат технических наук, научный сотрудник, Институт горного дела ДВО РАН e-mail: potapchuk-igd@rambler.ru ОБОСНОВАНИЕ ПАРАМЕТРОВ СКВАЖИННОЙ РАЗГРУЗКИ МАССИВА ГОРНЫХ ПОРОД НИКОЛАЕВСКОГО ПОЛИМЕТАЛЛИЧЕСКОГО МЕСТОРОЖДЕНИЯ, ОПАСНОГО ПО ГОРНЫМ УДАРАМ Sidlyar Alexander V. junior researcher, The Institute of Mining FEB RAS. 680000, Khabarovsk, 5 Ussuriysk Boulevard e-mail: Kaspar_89@mail.ru Potapchuk Marina I. candidate of technical sciences, researcher, The Institute of Mining FEB RAS e-mail: potapchuk-igd@rambler.ru GROUNDING THE PARAMETERS OF ROCK MASS HOLE DISCHARGE IN THE NIKOLAYEVSKY POLYMETALLIC DEPOSIT DANGEROUS ON ROCK BURSTS Аннотация: По результатам численного моделирования определены закономерности формирования техногенного поля напряжений на глубоких го- ризонтах Николаевского полиметаллического месторождения. Результаты моделирования верифицированы данными сейсмоакустического мониторинга с применением многоканальной си- стемы контроля горного давления «Prognoz- ADS». Для наиболее опасных участков руднич- ного поля обоснованы параметры эффективной скважинной разгрузки массива горных пород, обеспечивающие допустимый уровень геодина- мического риска при ведении горных работ. Ключевые слова: полиметаллическое место- рождение Николаевское, техногенное поле напряжений, напряженное состояние, сква- жинная разгрузка Abstract: According to the results of numerical modeling the regularities of technogeous stress field formation in deep horizons of the Nicholaevsky poly-metallic de- posit are determined. Simulation results are verified by seismic and acoustic monitoring data using the “Prognoz-ADS” multi-channel rock pressure mon- itoring system. The parameters of efficient rock mass hole discharge providing acceptable level of geodynamic risk during mining operations are grounded for the most dangerous sections of mine fields. Key words: the Nikolaevsky poly-metallic deposit, technogenous stress field, stressed state, hole dis- charge. Проблема удароопасности на подземных рудниках Дальневосточного региона не теряет своей актуальности уже несколько десятилетий. Горное давление, неизбежное при подземной разработке в условиях глубоких горизонтов и высокой тектонической напряженности массива, создает серьезную угрозу жизни работающим, нарушает нор- мальный ход ведения горных работ и тем самым снижает эффективность горного произ- водства. Решение проблемы управления горным давлением во многом сдерживается из- за недостаточной изученности природы и механизма геодинамических процессов и яв- лений, возникающих в массиве горных пород под влиянием многочисленных природных и техногенных факторов. К числу наиболее опасных месторождений Дальнего Востока относится Никола- евское полиметаллическое месторождение (г. Дальнегорск, Приморский край), которое характеризуется сложным геологическим строением и приуроченностью к тектонически активным районам земной коры. В последние годы на Николаевском месторождении складывается сложная геомеханическая обстановка, в результате чего оно с глубины
  • 103. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 103С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е 600 м было отнесено к категории опасных по горным ударам (в настоящее время горные работы ведутся на глубине 900 м и ниже). Месторождение представлено серией мелко-глыбовых и мощных рудных тел раз- личного падения и простирания с четкими контактами сложной геометрии. Главное руд- ное тело «Восток-1» мощностью от 3 – 80 м и шириной в центральной части рудного поля до 600 м прослежено с глубины 700 м до 1100 м. Выше и на флангах залежи «Во- сток-1» расположены глыбовые оруденения и серия маломощных рудных тел, в том числе и рудная залежь «Харьковская». Геодинамика территории в региональном плане обусловлена приуроченностью к скрытому глубинному разлому субмеридионального направления, сдвиговые движения по которому определили элементы тектонической структуры месторождения. Место- рождение имеет характерное блоковое строение, к главным элементам которого отно- сятся крутопадающие Субширотный разлом и Северо-Западная тектоническая зона, раз- деляющие поле месторождения на три основных структурных блока: северный, цен- тральный и западный. В пределах месторождения выделяются также протяженные кру- топадающие разрывные пострудные нарушения субмеридионального простирания [1]. За время наблюдений на месторождении зарегистрировано более 200 динамиче- ских проявлений горного давления в различных формах: от стреляния пород до соб- ственно горных и горно-тектонических ударов. На основе анализа факторов, определя- ющих проявления удароопасности массива, установлено, что около 50 % динамических проявлений приурочено к зонам влияния геолого-тектонической структуры массива (зоны разломов и контактов пород). Велико также и влияние особенностей горнотехни- ческих условий разработки месторождения: более трети из зарегистрированных динами- ческих проявлений происходят в зоне опорного давления вблизи отработанных про- странств. В последние несколько лет горные работы на Николаевском месторождении ве- дутся преимущественно на южном, северном флангах рудной залежи «Восток» и в рай- оне рудной залежи «Харьковская». По результатам анализа геомеханической и горнотех- нической обстановки было установлено, что отдельные участки рудных залежей «Харь- ковская» и «Восток» представляют потенциальную удароопасность. В таких условиях первоочередную роль для решения проблемы предупреждения опасных динамических проявлений горного давления приобретает оценка влияния масштаба и геометрии очист- ных блоков на уровень напряженного состояния конструктивных элементов применяе- мой системы разработки и выявление закономерностей формирования техногенного поля напряжений в горном массиве. Для оценки геомеханического состояния массива и выявления опасных концен- траций напряжений широко применяется математическое моделирование напряженно- деформированного состояния (НДС) массива горных пород методом конечных элемен- тов (МКЭ), который отличается доступностью, относительно малой трудоемкостью и универсальностью программного обеспечения [2]. Научный интерес для выявления закономерностей формирования природно-тех- ногенных полей напряжений представляет участок рудной залежи «Харьковская» (ка- меры 3 и 4 блока 7), а также участок между профильными линиями 37 и 40 и сопрягается с юго-западного и северо-восточного направления с ранее отработанными камерами 2 – 5 Блока 5 и камерами 1 – 3 Блока 4, соответственно. Применение совокупности тео- ретических и экспериментальных методов позволило установить опасные концентрации напряжений и разработать рекомендации по управлению горным давлением на этом участке. При отработке рудных запасов применяется камерная система разработки с управляемым обрушением кровли. Рудную залежь разбивают на блоки, содержащие ка- меру и целик; в первую очередь извлекают запасы камеры, а затем вынимают целик и осуществляют выпуск руды под защитой породной консоли. Завершив выемку запасов,
  • 104. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 104С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е производят принудительное обрушение пород кровли до проектной высоты и присту- пают к отработке готового к выемке смежного блока [3]. Начальные напряжения задавались на основании ранее проведенных геомехани- ческих исследований, в результате которых было установлено, что в массиве Николаев- ского месторождения действует неравнокомпонентное поле напряжений, в котором пре- обладают горизонтальные тектонические напряжения, в 1,5 – 2,5 раза превышающие вер- тикальную гравитационную составляющую [4]. Значения физико-механических свойств горных пород и руд, принятые при моде- лировании МКЭ, принимались в соответствии с установленными ранее результатами натурных и лабораторных исследований. Результаты исследований механических харак- теристик показали, что практически все вмещающие породы и руды обладают доста- точно высокой прочностью, способны к накоплению потенциальной энергии упругого сжатия и хрупкому разрушению в динамической форме. С помощью математического моделирования МКЭ решались следующие задачи: – выделение потенциально удароопасных участков конструктивных элементов системы разработки на различных стадиях отработки исследуемого участка (очистной камеры 3 и 4 блока 7); – выявление закономерности формирования природно-техногенных полей напря- жений и оценка применяемых технологических решений для разработки месторождения с позиции удароопасности. Анализ результатов моделирования напряженно-деформированного состояния разрабатываемого массива показал, что в районе камер блока 7 под влиянием очистной выемки происходит формирование сложного техногенного поля напряжений, характе- ризующегося наличием областей разгрузки (преимущественно вокруг очистных камер) и повышенных напряжений в кровле выработок и краевых частях массива (рис. 1). Рис. 1 – Распределение касательных напряжений после полной отработки 3-й и 4-й камер блока 7 в проекции на разрез 1-1 После полной отработки камер 3 и 4 блока 7 до гор. -323 м происходит существен- ное перераспределение напряжений, и большинство выработок находится в зоне опор- ного давления вышележащих камер и отработанных с фланга камер 3 и 4 блока 7 на гор.-323 м (рис. 2). Максимальные горизонтальные и касательные напряжения после пол- ной отработки достигают 135 и 95 МПа, соответственно. Стоит отметить, что касатель- ные напряжения, превышающие предельно допустимые значения, характерны только для выработок, расположенных перпендикулярно направлению действия максимальных горизонтальных напряжений.
  • 105. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 105С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Рис. 2 – Распределение максимальных горизонтальных напряжений σy в кровле горных выработок, расположенных на горизонте -323 м, после полной отработки 3-й и 4-й камер блока 7 Известно, что напряженно-деформированное состояние приводит к образованию трещин, их росту и далее к разрушению приконтурной части массива. Предвестниками разрушения при этом выступают излучения, являющиеся основой для дистанционного контроля устойчивости горного массива. Эти излучения напрямую связаны с процессами в массиве, которые вызывают изменения напряженно-деформированного состояния мас- сива горных пород. Из многообразия геофизических методов контроля, позволяющих получать важную информацию о состоянии массива, особое место занимает сейсмоаку- стический, поскольку он весьма технологичен. Его достоинства – простота установки геофонов и измерений, возможность получения непрерывной интегральной информации о процессах, происходящих непосредственно в самом массиве, без прерывания ведения добычных и подготовительных работ. Для выявления зон концентраций напряжений, а также регионального прогноза удароопасности на Николаевском месторождении с 2011 г. применяется сейсмоакусти- ческая автоматизированная система контроля горного давления (АСКГД) «Prognoz- ADS», разработанная в ИГД ДВО РАН. Система обеспечивает эффективную регистра- цию акустических сигналов, их оцифровку, обработку и передачу по цифровым каналам связи в центральный компьютер, с которого осуществляется управление измерительно- вычислительным комплексом. На сегодняшний день наблюдательная сеть включает в себя 15 цифровых прием- ных преобразователей (ЦПП), установленных в скважинах, пробуренных из горных вы- работок гор. -323, -360, -380, -390, -406, -420, -433. За время наблюдений в 2011 – 2015 гг. на Николаевском месторождении было зарегистрировано более 12000 АЭ-событий с раз- личной энергетикой. Данные, полученные по результатам сейсмоакустического мониторинга, зача- стую показывают высокую сходимость с результатами моделирования НДС. В качестве наиболее характерных примеров можно привести две очаговые зоны, сформировавшиеся по результатам сейсмоакустического мониторинга в 2011 – 2013 гг. Первая очаговая зона находится в кровле горной выработки, прилегающей к ка- мере 1 блока «Южный-2» (рис. 3). Большая концентрация касательных напряжений обу- словлена расположением выработки перпендикулярно действию максимальных гори- зонтальных напряжений, а также зоной опорного давления прилегающей камеры.
  • 106. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 106С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Рис. 3 – Сопоставление результатов сейсмоакустического мониторинга с результатами моделирования НДС на примере зоны концентрации напряжений в районе камеры 1 блока «Южный-2» в проекции на разрез 38-38 Вторая очаговая зона – на гор. -380 в междукамерном целике, в зоне опорного давления отработанной камеры 1 блока «Южный-1» и камеры 2 блока «Южный-2» (рис. 4). Главным принципом безопасной отработки месторождений, склонных к горным ударам, является достижение таких порядка и способа ведения горных работ, при кото- рых в массиве горных пород максимально исключаются чрезмерные концентрации напряжений и снижается вредное влияние горного давления вокруг горных выработок. Реализация данного принципа обеспечивается применением специальных профилакти- ческих мероприятий. Для снижения горного давления в кровле горных выработок Николаевского ме- сторождения в качестве профилактических мероприятий предложен метод бурения раз- грузочных скважин. Бурение ряда параллельных разгрузочных скважин обеспечивает образование са- моразвивающейся защитной локальной зоны с высокой податливостью. При бурении на стенках скважин и в забое возникает предельно напряженное состояние, вызывающее разрушение поверхности скважин. В процессе разрушения происходит разгрузка (релак- сация) массива.
  • 107. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 107С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Рис. 4 – Распределение интенсивности касательных напряжений инт в массиве горных пород до начала очистных работ камеры 2 (а) и очаги сейсмоакустических событий (б) (в проекции на разрез 36-36) Определение оптимального расположения и параметров разгрузочных скважин, обеспечивающих максимальное снижение напряженного состояния междуэтажных це- ликов на Николаевском месторождении, проводилось на основании результатов модели- рования. Задача о распределении напряжений в элементах системы разработки до и после бурения разгрузочных скважин, ориентированных в различном направлении, решалась в плоской и объемной постановках задачи. Результаты моделирования представлены на рис. 5. Было рассмотрено 4 варианта моделей: 1. Без разгрузочных скважин. 2. Создание двух горизонтальных скважин в бортах штрека. 3. Создание двух наклонных скважин под углом 45 град. 4. Вертикальные скважины в кровле штрека длиной 5 м. Результаты моделирования показали следующее: 1. Максимальная концентрация напряжений наблюдается в кровле выработки и в краевых частях очистной камеры. 2. Создание горизонтальных разгрузочных скважин в бортах штрека разгружает лишь борта выработки, напряжения в кровле и целике остаются практически без изме- нения. 3. При создании ряда вертикальных скважин в кровле штрека происходит пере- распределение напряжений, приводящее к разгрузке кровли штрека.
  • 108. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 108С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Рис. 5 – Распределение горизонтальных напряжений σx при различных вариантах направления разгрузочных скважин (а – без разгрузочных скважин; б – вертикальная скважина в кровле штрека длиной 5 м; в – горизонтальные скважины длиной 5м; г – наклонные скважины в кровле штрека длиной 5 м) Следует также отметить, что само по себе бурение разгрузочных скважин не при- водит к разгрузке напряжений в кровле штрека. Перераспределение напряжений будет осуществляться только в случае, если массив будет работать не на разрушение кровли штрека, а на разрушение междускважинных целиков. Саморазрушение междускважин- ных перемычек приводит к образованию разгрузочной щели и последующей релаксации (разгрузке) массива. В связи с этим для определения оптимальных параметров бурения разгрузочных скважин, обеспечивающих максимально эффективное разрушение перемычек и сниже- ние напряженного состояния в кровле штреков, было проведено моделирование в зави- симости от ширины межскважинного целика при различном диаметре разгрузочных скважин. Анализ результатов моделирования показал, что чем больше диаметр разгрузоч- ных скважин и чем меньше ширина межскважинного целика, тем больше напряжения в них и эффективнее разгрузка кровли штрека (рис. 6). Выработанное пространство отработанной камеры Выработанное пространство отработанной камеры Выработанное пространство отработанной камеры Выработанное пространство отработанной камеры
  • 109. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 109С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Рис. 6 – График распределения касательных напряжений τинт в зависимости от ширины межскважинного целика при различном диаметре разгрузочных скважин Выявленные закономерности формирования природно-техногенных полей напря- жений позволили обосновать параметры комплекса разгрузочных мероприятий для сни- жения опасных концентраций напряжений в выработках и предупреждения опасных ди- намических проявлений горного давления на Николаевском месторождении: − самым эффективным вариантом разгрузки кровли штрека и безопасной эксплу- атации горной выработки является бурение вертикальных разгрузочных скважин; − для создания защитной зоны расстояние между скважинами должно обеспечи- вать разрушение междускважинных целиков и образование разгрузочной щели. Практи- ческими исследованиями установлено рекомендуемое расстояние от 0,5 до 2 диаметров скважин; − использование большего диаметра разгрузочных скважин приводит к более эф- фективной разгрузке; − длина скважин влияет на длительность действия защитной зоны, должна обес- печивать безопасность штрека на весь период отработки данного участка рудничного поля. Практическими исследованиями установлено, что для выполнения этой цели до- статочно бурения скважин длиной от 1,5 до 2,5 м. Таким образом, по результатам математического моделирования НДС для Нико- лаевского месторождения были выявлены закономерности формирования природно-тех- ногенных полей напряжений, и для снижения горного давления были обоснованы пара- метры комплекса разгрузочных мероприятий, которые также необходимо использовать в сочетании с непрерывным геомеханическим мониторингом массива горных пород ав- томатизированными системами контроля.
  • 110. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 110С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Литература 1. Повышение эффективности подземной разработки рудных месторождений Си- бири и Дальнего Востока / А.М. Фрейдин, В.А. Шалауров, А.А. Еременко и др. - Ново- сибирск: Наука, СИФ, 1992. – 177 с. 2. Фадеев А.Б. Метод конечных элементов в геомеханике / А.Б. Фадеев. - М.: Недра, 1987. 3. Методы контроля и управления горным давлением на рудниках ОАО «МГК «Дальполиметалл» / И.Ю. Рассказов, Г.А. Курсакин, А.М. Фрейдин, В.Н. Черноморцев, С.П. Осадчий // Горный журнал. - 2006. - № 4. - С. 35 - 38. 4. Рассказов И.Ю. Контроль и управление горным давлением на рудниках Даль- невосточного региона / И.Ю. Рассказов. - М.: Изд-во «Горная книга», 2008. - 329 с. 5. Инструкция по безопасному ведению горных пород на рудниках и нерудных месторождениях, объектах строительства подземных сооружений, склонных и опасных по горным ударам (РД 06-329-99). — М.: ГП НТЦ по безопасности в промышленности Госгортехнадзора России, 2000. – 66 с. 6. Указания по безопасному ведению горных работ на Николаевском и Южном месторождениях (ОАО «ГМК «Дальполиметалл»), опасных по горным ударам / И.Ю. Рассказов, Г.А. Курсакин, В.Н. Черноморцев, С.П. Осадчий и др. // Указания по ведению горных работ.– Хабаровск: ИГД ДВО РАН, 2008. - 64 с.
  • 111. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е РАЗРУШЕНИЕ И МЕХАНИКА ГОРНЫХ ПОРОД
  • 112. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 112С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е УДК 622.235.2:622.063.23 DOI: 10.18454/2313-1586.2017.01.112 Аленичев Игорь Алексеевич ведущий технолог, Горный Институт КНЦ РАН, 184209 г. Апатиты, Мурманская обл., Ферсмана, 24 e-mail: igor-alenichev@ya.ru ОБОСНОВАНИЕ ПАРАМЕТРОВ ВЗРЫВНОЙ ОТБОЙКИ ОБВОДНЕННЫХ АПАТИТ-НЕФЕЛИНОВЫХ РУД Alenichev Igor A. leading technologist, the Mining Institute KSC RAS, 184209 Russia, Apatite, 24 Fersman st. e-mail: igor-alenichev@ya.ru GROUNDING THE BLASTING PARAMETERS OF FLOODED APATITE-NEFHELIN ORES Аннотация: В работе рассматривается вопрос обоснова- ния параметров взрывной отбойки обводнен- ных апатит-нефелиновых руд. Проведена кор- ректировка удельного расхода взрывчатого ве- щества с учетом обводненности. Определены базовые параметры размещения скважинных зарядов дробления. Обоснован оптимальный ин- тервал замедления. Ключевые слова: обводненность, апатит-нефе- линовая руда, удельный расход взрывчатого ве- щества, средний размер куска, модель Кузне- цова-Раммлера, интервал замедления Abstract: This paper considers the question of grounding the blasting parameters of apatite-nepheline ores. Cor- rection of specific explosive ratio based on flooding has been carried out. Basic parameters of crushing hole charges placement have been determined. Op- timum delay interval has been grounded. Key words: flooding, apatite-nepheline ore, spe- cific explosives’ consumption, average piece size, delay interval. Введение С понижением уровня горных работ на карьерах Кольского полуострова увеличи- лись объeмы добычи крепких и обводненных горных пород, а с ними и выход негабарит- ных фракций на рудных горизонтах. Особенно это относится к карьерам с большими во- допритоками. На Кольском полуострове самым обводненным является Коашвинский ка- рьер Восточного рудника АО «Апатит», на котором максимальные значения водоприто- ков составляют 11000 м3 /час. По данным гидрогеологической службы Восточного руд- ника с помощью водоотлива в среднем откачивается до 37,2 млн м3 воды в год, а с помо- щью понизительных скважин удаляется до 18,2 млн м3 воды в год [1]. Основные места разгрузки подземных вод находятся в северо-западной, северной и восточной частях карьера. Вода, дренируя по массиву, делает его практически на 100 % обводненным на нижних отметках. На сегодняшний день этот фактор не учитывается, а отбойка горных пород в таких условиях осуществляется по параметрам, установленным для обычных условий. В связи с этим встает вопрос об обосновании параметров взрывной отбойки об- водненных апатит-нефелиновых руд. Для этого были сформулированы основные задачи исследования: 1. Корректировка удельного расхода ВВ с учетом обводненности. 2. Выбор параметров сетки взрывания с учетом удельного расхода. 3. Обоснование оптимального интервала замедления. Корректировка удельного расхода ВВ с учетом обводненности Для обоснования удельного расхода ВВ на отбойку первоначально была сделана выборка по удельному расходу на дробление необводненных руд (табл. 1), на основании которой по модели Кузнецова-Раммлера (КUZ-RAM) определялся средний размер куска взорванной горной массы для руд с различным содержанием апатита (1):
  • 113. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 113С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е , )(15,0 ВВ отд 33,0 зП ср qe dfd d   где ρП – плотность породы, т/м3 ; dз – диаметр заряда, м; f – коэффициент крепости по шкале М.М. Протодьяконова; dотд – диаметр естественной отдельности в массиве, м; q – удельный расход ВВ, кг/м3 ; eвв – переводной коэффициент как отношение теплоты взрыва эталонного (грам- монит 79/21) к применяемому ВВ (для Фортис Эдвантэдж-70 составляет 1,17). Таблица 1 Фактический удельный расход ВВ на дробление необводненных руд на Коашвинском карьере с 2011 по 2015 г. 2011 2012 2013 2014 2015 P2O5,% qдр, кг/м3 qсред, кг/м3 5-7 1,198 1,207 1,216 1,208 1,211 1,208 9-12 1,254 1,266 1,270 1,239 1,248 1,255 17-19 1,348 1,365 1,360 1,356 1,367 1,359 24-27 1,383 1,392 1,401 1,410 1,389 1,395 Затем, принимая из эксперимента [2] на сколько процентов увеличился размер куска при взрыве в условиях водонасыщения (для апатит-нефелиновых руд это увеличе- ние составляет 10 – 6 %), решали обратную задачу по нахождению удельного расхода для водонасыщенных пород с целью обеспечения такой же степени дробления. Далее определяли коэффициент увеличения удельного расхода ВВ в обводненных условиях. Расчетные значения удельных расходов представлены в табл. 2. Таблица 2 Скорректированный расчет удельного расхода ВВ P2O5,% ρ, т/м3 dзар, м dотд, м f, ед dk, м евв qдр(сух), кг/м3 обв П K qдр(влаж), кг/м3 5-7 2,894 0,2508 1,4 12,61 0,8 1,17 1,2080 1,0910 1,3178 9-12 2,995 1,5 11,21 1,2557 1,0927 1,3721 17-19 3,069 1,7 10,40 1,3595 1,1180 1,5199 24-27 3,114 2,0 6,24 1,3951 1,1384 1,5883 Зависимость удельного расхода в обводненных условиях от содержания P2O5 представлена на рис. 1 (2): (2) (1) .26,1 009,0 X ey 
  • 114. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 114С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Рис. 1 – Зависимость удельного расхода в условиях водонасыщения от содержания полезного компонента Выбор параметров сетки взрывания с учетом удельного расхода Основными технологическими параметрами скважин дробления являются сетка бурения (расстояние между соседними скважинами в ряду и расстояние между сосед- ними рядами скважин), длина незаряжаемой верхней части скважин, глубина перебура. На основании скорректированного удельного расхода на дробление обводненных апатит-нефелиновых руд были определены базовые параметры размещения скважинных зарядов по методике [3]. Основные расчетные формулы (3 – 6) представлены ниже: длина верхней незаряжаемой части скважины, м: (3) глубина перебура скважины, м: ; 9 2 др скв пер q p l   (4) расстояние между скважинами в ряду, м: ; 1 3 др скв q p a   (5) расстояние между соседними рядами скважин, м: , 1 5,1 др скв q p b   (6) где pскв – линейный вес скважинного заряда дробления, кг/м; qдр – удельный рас- ход ВВ, кг/м3 ; n – показатель действия взрыва приустьевой части скважинного за- ряда, ед. В табл. 3 приведены расчетные параметры БВР для отбойных скважин диаметром Dскв = 250,8 мм (при pскв = 57 кг/м) при использовании эмульсионного ВВ марки Фортис Эдвантэдж 70. Высота взрываемого уступа принята равной Hуст = 12,0 м. y = 1,26e0,0093x R² = 0,9746 1,1 1,2 1,3 1,4 1,5 1,6 1,7 0 5 10 15 20 25 30 qвв, кг/м3 P2O5 % ; 12 1 9 8 3 др скв нед   nq p l
  • 115. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 115С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Таблица 3 Основные технологические параметры скважин дробления в сухих и обводненных условиях взрывания Сухие условия Обводненные условия P2O5,% 5-7 9-12 17-19 24-27 P2O5,% 5-7 9-12 17-19 24-27 dскв, м 0,2508 dскв, м 0,2508 qдр, кг/м3 1,208 1,256 1,36 1,395 qдр, кг/м3 1,318 1,373 1,521 1,588 Hуст, м 12 Hуст, м 12 lпер, м 1,8 1,8 1,7 1,7 lпер, м 1,9 1,9 1,9 1,9 lнед, м 4,9 4,9 4,7 4,6 lнед, м 4,7 4,6 4,4 4,3 a, м 6,7 6,6 6,3 6,2 a, м 6,4 6,3 6 5,8 b, м 5,8 5,7 5,5 5,4 b, м 5,6 5,4 5,2 5,1 Обоснование оптимального интервала замедления Оптимальное время замедления зависит от многих факторов, в том числе от свойств и состояния разрушаемых пород, параметров взрывных работ, времени образо- вания свободной поверхности после взрыва предыдущего заряда, степени трещиновато- сти, величины давления газов, соударения движущихся масс взорванной породы и т.д. [4]. На сегодняшний день существует множество методик по определению интерва- лов замедления [5, 6], однако для одних и тех же условий взрывания расчетные значения колеблются в весьма широких пределах. Объясняется это тем, что в основу данных ме- тодик заложен волновой механизм разрушения (либо отражение волн от боковых сво- бодных поверхностей, либо наложение от взрыва смежных зарядов, либо интерференция волн и т. д.). В то же время, согласно [7], улучшение качества дробления пород при ко- роткозамедленном взрывании (КЗВ) основано на взаимодействии давления продуктов детонации (ПД) предыдущего заряда с волной напряжения последующего. Как отмечалось в работе [2], дробление апатит-нефелиновых руд, по данным мо- дельных взрывов, характеризуется увеличением зоны интенсивного дробления и снижением размера зон разрушения радиальными трещинами. Если в таких условиях использовать большие интервалы замедления от 40 до 80 мсек, то руда успевает сбросить давление ПД, и взрыв последующего заряда будет работать на свободную поверхность, не производя никакого полезного действия. Очевидно, что для улучшения качества дробления необоходимо уменьшать интервал замедления до значений, при которых ударная волна последующего заряда оказывала бы дополнительное воздействие на зону трещинообразования в момент максимального давления продуктов детонации предыдущего заряда. Исходя из этого наиболее предпочтительной выглядит методика, в основу кото- рой входит расчет времени бризантного разрушения горной породы на различных рас- стояниях от заряда, соответствующих трем основным зонам разрушения при взрыве (пе- реизмельчение, дробление, трещинообразование) [8]. Нас интересует зона трещинообразования, а именно следующее: за какое время произойдет полное инициирование скважинного заряда, за какое время ударная волна пробежит расстояние, равное Rтр для данной породы, за какое время сформируется рас- тягивающее напряжение в конкретной точке массива и за какое время прорастет трещина на расстояние Rтр. Сумма всех описанных интервалов даст необходимое значение замед- ления (7):
  • 116. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 116С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е c,,разв.трещнапр.растуд.вин.зар tttt  (7) где ин.зарt – время инициирования заряда, равное D lзар , с; уд.вt – время пробега ударной волной расстояния, равного радиусу трещинообразования для данной породы р тр С R , с; напр.растt – время формирования растягивающих напряжений в конкретной точке,  жрас 2 3 3 13 напр.раст /)(1 )1/(1 ln 1 Prk rk kk t      , с; разв.трещt – время развития трещины на рассто- яние трR , в данной породе тр тр V R , с. Расчет времени замедления проводили на примере одного вида апатит-нефелино- вых руд (P2O5 ≈ 5 – 7 %), в качестве ВВ был принят Фортис Эдвантэдж-70. Характери- стики руд, ВВ, а также полученные результаты представлены в табл. 4. Таблица 4 Расчет времени замедления для апатит-нефелиновых руд при диаметре скважины 250,8 мм Характеристики апатит-нефелиновой руды ρ, кг/м3 μ Е, ГПа Ср, м/с Vтр, м/с Rтр, м при Ø250,8 мм 2960 0,23 70,3 5200 200-300 2,9 Характеристики заряда Фортис Эдвантэдж-70 Lзар, м ρ, кг/м3 D, м/с Рж, ГПа 8,9 1150 5500 8,3 Оптимальный интервал замедления ин.зарt , с уд.вt , с напр.растt , с разв.трещt , с 0,00162 0,000533 0,0000729 0,0145 0,0167разв.трещнапр.растуд.вин.зар  tttt с Из имеющихся на руднике поверхностных замедлений Exel SL ближе всего под- ходит интервал 17 мс. По результатам расчетов также был построен график, где можно увидеть, как изменяется интервал замедления в зависимости от диаметра заряда (рис. 2). Рис. 2 – Зависимость интервала замедления от диаметра заряда y = 0,038x0,5985 R² = 0,9988 0,012 0,0125 0,013 0,0135 0,014 0,0145 0,015 0,0155 0,016 0,0165 0,017 0,15 0,17 0,19 0,21 0,23 0,25 0,27 Времязамедления,с Диаметр заряда, м
  • 117. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 117С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Вывод Результаты проделанной работы послужили основой для корректировки типо- вого проекта ведения взрывных работ на руднике Восточный АО "Апатит". Литература 1. Козырев С.А. К вопросу влияния гидрогеологических условий Коашвинского месторождения ОАО «Апатит» на степень обводненности горных пород / С.А. Козырев, И.А. Аленичев // Мониторинг природных и техногенных процессов при ведении горных работ: сб. науч. тр. РАН / Кольский науч. центр, Горн. ин-т. - СПб.: Реноме, 2013. - С. 356 - 362. 2. Козырев С.А. К вопросу влияния обводненности карьера на механизм разруше- ния апатит-нефелиновых руд и параметры буровзрывных работ / С.А. Козырев, И.А. Аленичев // Взрывное дело. – 2015. - Вып. № 114/71.– С. 160 – 177. 3. Совершенствование технологии буровзрывных работ на предельном контуре карьера / В.А. Фокин, Г.Е. Тарасов, М.Б. Тогунов, А.А. Данилкин, Ю.А. Шитов. – Апа- титы: Изд-во Кольский научный центр РАН, 2008. – 224 с. 4. Кушнеров П.И. Оптимальные интервалы замедления между смежными заря- дами при КЗВ / П.И. Кушнеров, А.И. Шумский // Взрывное дело. - 2008. – Вып. № 99/56.– С. 69 – 79. 5. Механизм разрушения горных пород при короткозамедленном взрывании (КЗВ) и расчет интервалов замедления / А.И. Ермолаев, В.В. Токмаков и др. // Иннова- ционные геотехнологии при разработке рудных и нерудных месторождений / УГГУ. - Екатеринбург, 2014. – С. 75 – 79. 6. Артемьев Э.П. Обоснование оптимальных интервалов времени замедления при производстве массовых взрывов на карьерах / Э.П. Артемьев, А.В. Трясцин // Изв. ВУЗов. Горный журнал – 2013. – № 2. – С. 84 – 87. 7. Баранов Е.Г. Короткозамедленное взрывание / Е.Г. Баранов // Фрунзе: Илим, 1971. – 146 с. 8. Крюков Г.М. Модель взрывного рыхления горных пород на карьерах. Выход негабарита. Средний размер кусков породы в развале: отдельные статьи Горного инфор- мационно-аналитического бюллетеня (научно-технического журнала). - Сер. № 2. Препринт. - М.: МГГУ, 2005. – 30 с.
  • 118. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е МОДЕЛИРОВАНИЕ
  • 119. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 119С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е УДК 622.235.5.001.57 DOI: 10.18454/2313-1586.2017.01.119 Камянский Виктор Николаевич инженер, Горный институт КНЦ РАН, 184209, г. Апатиты, Мурманская обл., ул. Ферсмана 24 e-mail: kamyanski@goi.kolasc.net.ru МОДЕЛИРОВАНИЕ ВЗРЫВА СКВАЖИННЫХ ЗАРЯДОВ В СРЕДЕ ANSYS Kamyansky Victor N. engineer, The Mining institute KSC RAS, 184209, Apatite, 24 Fersman st. E-mail: kamyanski@goi.kolasc.net.ru, BOREHOLE BLASTING SIMULATION USING ANSYS SOFTWARE Аннотация: Применение средств численного моделирования является перспективным методом решения за- дач горного дела. Использование расчетного комплекса Ansys Autodyn применительно к зада- чам взрыва позволяет исследовать физику про- цесса разрушения на более высоком качествен- ном уровне. Основное внимание в работе уделено решению задач взрыва в трехмерной, двухмер- ной и осесимметричной постановках. Путем сравнения расчетных гидродинамических пара- метров детонационной волны проверена сте- пень адекватности уравнения состояния про- дуктов детонации Джонса-Уилкинсона-Ли (JWL) аналитическому решению. Проведено ка- чественное сравнение различных моделей проч- ности разрушения при моделировании взрывного разрушения. Ключевые слова: численное моделирование, раз- рушение горных пород, взрыв, взрывчатое веще- ство, детонация, модели прочности и разруше- ния Abstract: The means of numerical simulation employment is a promising tool for solution many problems in min- ing art. The Ansys Autodyn software applications al- lows investigating the physics of break-down pro- cess on a highly qualitative level. The main atten- tion in the paper is drawn to explosive problem so- lution in 3D, 2D and axi-symmetric statements. By comparing the calculating hydrodynamic parame- ters of the detonation wave the degree of JWL equa- tion of state adequancy to analytical solution is checked. A qualitative comparison of different strength and failure models is performed. Key words: Numerical simulation, rock failure, blast, explosive, detonation, strength and failure models. Введение Современное состояние горной промышленности, в силу постоянно изменяю- щихся горно-геологических условий, требует проведения работ, направленных на улуч- шение существующей технологии добычи полезных ископаемых. Буровзрывные работы, являющиеся неотъемлемой частью технологической цепочки производства, также тре- буют постоянного совершенствования. Применение современных средств математиче- ского моделирования взрывного разрушения горных пород позволяет оценить характер трещинообразования и оптимизировать параметры буровзрывных работ. Для моделирования процесса взрывного разрушения массива горных пород сква- жинными зарядами использовалась система инженерного анализа ANSYSс модулем AUTODYN. Специализированный модуль ANSYS AUTODYN – это аналитический ин- струмент для решения задач в явной постановке, служащий для моделирования сложной нелинейной динамики твердых тел, жидкостей, газов и их взаимодействия [1]. Разработка модели взрывания скважинных зарядов ведется в ANSYSA UTODYN по ряду причин: 1. Компания ANSYS является одним из мировых лидеров в области компьютер- ного моделирования, в основе которого положен метод конечных элементов, а ее поль- зовательские продукты находят свое применение на многих передовых предприятиях промышленности. 2. AUTODYN является относительно простым в освоении, а его пользователь- ский интерфейс дает возможность в сжатые сроки редактировать элементы модели и по- лучать наглядные результаты.
  • 120. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 120С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е 3. Среди аналогов модулю AUTODYN практически нет равных по расчетной воз- можности, которая наиболее полно при всех прочих равных условиях отражает физику исследуемого явления, что многократно подтверждено накопленным мировым опытом в использовании данного продукта. Для осуществления процесса моделирования в трехмерной постановке в ANSYS AUTODYN рассматривались четыре основных типа решателей: Лагранжев, Эйлеров, произвольный Лагранжево-Эйлеровый, а также бессеточный решатель SPH (гидродина- мика сглаженных частиц). Одной из главных уникальных особенностей данного расчетного модуля является хорошо разработанный алгоритм связывания различных решателей. Алгоритм связыва- ния Эйлеровой расчетной сетки с Лагранжевой делает возможным решение задач взаи- модействия течения жидкостей и газов с твердыми телами [2]. Моделирование физических процессов в среде ANSYS AUTODYN реализуется посредством численного решения системы дифференциальных уравнений в частных производных, что представляет собой совокупность законов сохранения энергии, им- пульса и массы, а также дополнительных уравнений и моделей материалов. Численными методами решения данных уравнений в модуле AUTODYN явля- ются метод конечных элементов, метод конечных объемов, метод конечных разностей. Последний метод используется для решения задач в двухмерной постановке. Путем задания модели горной породы определяются взаимосвязи и корреляцион- ные зависимости между основными физико-механическими параметрами моделируе- мого объекта, а также происходит их увязка с основными термодинамическими величи- нами. Моделирование разрушения среды осуществляется на основе решения уравнений состояния, модели прочности (критерия прочности) и модели разрушения, а также мате- матического алгоритма искусственной эрозии конечных элементов. Уравнение состояния представляет собой зависимость между давлением, плот- ностью и удельной энергией материала. Модель прочности (критерий прочности) характеризует сопротивление матери- ала сдвигу/ растяжению. Данное уравнение описывает поведение и предельные состоя- ния материалов при приложении внешних сил. Предельные состояния выражаются через упругие и пластические режимы деформирования, критерием перехода между режимами является, главным образом, предел текучести. Модель разрушения – уравнения, связывающие параметры среды в момент разру- шения с параметрами, обеспечивающими их прочность, что определяет момент начала трещинообразования [3]. Алгоритм искусственной эрозии элементов – с помощью данного алгоритма ре- шается проблема чрезмерного нарушения Лагранжевой сетки: при больших нарушениях сетки, элемент, деформированный сверх определенного предела, удаляется из расчетной области, а действующие на него силы перераспределяются на соседние элементы. Дан- ный алгоритм используется, главным образом, для моделирования процесса хрупкого разрушения [4]. Основной целью проводимого исследования является разработка расчетной мо- дели взрывания скважинных зарядов в массиве горных пород в трехмерной постановке, посредством которой возможно определение зоны нарушенности массива при взрыве, а также характера распределения полей наиболее значимых физических величин. Для достижения целей исследования ставятся следующие задачи: 1. Проверка степени соответствия гидродинамических параметров детонацион- ной волны и продуктов детонации, рассчитанных аналитическим путем, с данными, по- лученными в ходе вычислительного эксперимента. 2. Определение и выбор наиболее подходящего критерия прочности, описываю- щего поведение апатит-нефелиновых руд при динамическом нагружении.
  • 121. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 121С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Отработка параметров модели Программный продукт ANSYS AUTODYN позволяет моделировать процесс раз- рушения с помощью различных моделей среды: RHT-модель; модель Друкера-Прагера; модель Купера-Саймонда; модель билинейного упрочнения и модель фон Мизеса. Для выбора адекватной модели среды для рассматриваемых условий (апатит-нефелиновые руды) проведены серии вычислительных экспериментов в двухмерной постановке для всех указанных моделей и проведено сравнение с модельными экспериментами на об- разцах горных пород. Первоначально в целях отработки параметров уравнений состояния, критериев прочности и разрушения, а также сокращения расчетного времени промоделирован взрыв заряда ВВ в двухмерной осесимметричной и двумерной постановках. Целью моделирования взрыва в двухмерной осесимметричной постановке явля- ется проверка степени соответствия гидродинамических параметров детонационной волны рассчитанной аналитическим путем, с данными, полученными в ходе вычисли- тельного эксперимента (рис. 1). Рис. 1 – Моделирование детонационной волны в двухмерной осесимметричной постановке Поскольку задача моделирования прохождения детонационного фронта по взрыв- чатому веществу ставится в двухмерной осесимметричной постановке, то геометрия мо- дели представлена в форме прямоугольника с размерами 66×20 мм. Область, занятая взрывчатым веществом, расположена в нижней части прямоугольника, и имеет размеры 3,75 × 20 мм (на рисунке отображена зеленым цветом). Общее количество элементов в расчетной области - 649920. В качестве ВВ выбран ТЭН плотностью 880 кг/м3 . Для определения состояния продуктов детонации принято уравнение Джонса-Уилкинсона-Ли (JWL) со стандарт- ными для данного ВВ коэффициентами. По результатам проведенных вычислительных экспериментов получены зависимости изменения плотности ВВ на фронте волны и дав- ления на фронте детонационной волны, а также определена массовая скорость частиц за фронтом волны и скорость продуктов детонации (рис. 2, 3). Полученные результаты моделирования сравнивались с аналитическими решени- ями. Основные гидродинамические параметры детонационной волны и продуктов де- тонации рассчитывались по формулам: 𝜌 = 4 3 𝜌0, кг/м3 , (1) где ρ – плотность ВВ на фронте детонационной волны, кг/м3 ; ρ0 – начальная плотность ВВ, кг/м3 ; 𝑉м = 𝐷(𝜌−𝜌0) 𝜌 , м/c, (2) где Vм – массовая скорость за фронтом детонационной волны, м/с; D – скорость детона- ции, м/с;
  • 122. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 122С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е 𝑃 = 2𝑃𝑐𝑗 (1 − 𝑐2 𝐷2 ) + 𝑃0, ГПа, (3) где P – давление на фронте детонационной волны, ГПа; Рcj – давление в точке Жуге, ГПа; с – скорость звука в ВВ, м/с; с = D-Vм ; Р0 – атмосферное давление 101,3 КПа. Рис. 2 – Графики зависимостей плотности и давления от времени на фронте детонационной волны на расстояниях (1) – 10; (2) –10,17 и (3) – 10,68 мм от точки инициирования Рис. 3 – Графики зависимостей массовой скорости и скорости продуктов детонации от времени на расстояниях (1) – 10; (2) – 10,17 и (3) – 10,68 мм от точки инициирования Таблица 1 Основные гидродинамические параметры детонационной волны № дат- чика Данные вычислительного эксперимента Расчетные данные Отклонение, % Среднее значение, % Плотность, г/см3 1 1075 1173 9,1 5,652 1090 1173 7,6 3 1170 1173 0,25 Массовая скорость, м/с 1 1030 937 9,0 11,32 1040 996 4,2 3 1615 1281 20,7 Давление на фронте волны, ГПа 1 4,56 4,45 2,4 6,032 4,70 4,50 4,3 3 5,89 6,54 11,4
  • 123. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 123С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Средние значения отклонений находятся в пределах 5 – 11 %, что говорит о том, что применяемые параметры адекватно описывают распространение как детонацион- ного фронта, так и продуктов детонации (табл. 1). В целях обоснования критериев прочности и разрушения проведены серии вычис- лительных экспериментов в двухмерной постановке, в которых сравнивалась динамика трещинообразования в моделях, представляющих собой образцы горной породы диско- вой формы, на момент времени 240 и 300 мкс при применении RHT-модели прочности, моделей Друкера-Прагера, Купера-Саймонда, билинейного упрочнения и модели проч- ности фон Мизеса (рис. 5, 6). Все модели прочности относятся к классу упругопластиче- ских и ориентированы на изотропное деформационное упрочнение. Геометрия модели представляет собой диск диаметром 132 мм, имеющий внут- реннее отверстие диаметром 7,5 мм (рис. 4). В качестве взрывчатого вещества использо- ван ТЭН плотностью 880 кг/м3 . В качестве материала горной породы – CONC140MPA с измененными параметрами (σсж, σр, ρ и др). Общее количество элементов модели – 109 440. Образец горной породы моделируется Лагранжевым решателем, взрывчатое ве- щество, продукты детонации и окружающая среда – Эйлеровым. Рис. 4 – Исходная геометрия модели а б в г д Рис. 5 – Результаты трещинообразования на момент времени 240 мкс с применением различных моделей прочности: а – RHT-модель; б – модель Друкера-Прагера; в – модель Купера-Саймонда; г – модель билинейного упрочнения; д – модель фон Мизеса
  • 124. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 124С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е а б в г д Рис. 6 – Результаты трещинообразования на момент времени 300 мкс с применением различных моделей прочности: а – RHT-модель; б – модель Друкера-Прагера; в – модель Купера-Саймонда; г – модель билинейного упрочнения; д – модель фон Мизеса По результатам проведенных вычислительных экспериментов можно сделать вы- вод о том, что все применяемые при моделировании модели прочности имеют доста- точно высокую степень адекватности полученным на практике результатам. Ввиду отсутствия данных по напряженно-деформированному состоянию образ- цов, а также данных диаграммы динамического деформирования, для адекватного опи- сания процесса разрушения во все модели прочности, кроме RHT, вводился коэффици- ент динамичности, равный 2. В целях отработки подхода к решению задачи взрыва сква- жинных зарядов принято решение: дальнейшее исследование проводить с применением RHT-модели прочности, а также моделей прочности билинейного кинематического упрочнения и фон Мизеса. Постановка задачи взрыва в объеме массива В модели рассматривается взрыв двух смежных скважинных зарядов взрывчатого вещества (ВВ), расположенных в массиве горных пород. Величина ЛНС – 5 м; длина колонкового заряда ВВ – 10 м; диаметр скважин – 250 мм; расстояние между скважинами – 5 м; масса заряда в скважине – 650 кг, величина недозаряда – 5 м; тип ВВ – ANFO. Моделируемый массив представлен горной породой, имеющей предел прочности на од- ноосное сжатие 140 МПа. В качестве модели среды была принята RHT-модель прочно- сти, которая наиболее адекватно отражает процесс разрушения апатит-нефелиновых руд. Геометрия модели представлена в форме прямоугольного параллелепипеда с раз- мерами 15×10×15 м (Д×Ш×В) и размещенными в нем двумя отверстиями диаметром 250 мм и глубиной 15 м (рис. 7). При моделировании необходимо провести операции по привязке материалов к су- ществующей геометрии, построению конечно-элементной сетки, заданию нагрузок, начальных и граничных условий, внести необходимые корректировки в критерии проч- ности и разрушения, осуществить конечную настройку решателей. Массив горных пород моделируется путем привязки Лагранжевого решателя к построенной геометрии, а взрывающееся ВВ, продукты детонации и окружающая среда
  • 125. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 125С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е – посредством многокомпонентного Эйлерового решателя. Встроенный в программу ал- горитм связывания различных расчетных сеток позволяет реализовывать расчет жидко- стей и газов с твердыми телами, а также их взаимодействие. Рис. 7 – Пример построенной геометрии Расчетная область Лагранжевой части состоит из 300 000 гексаэдрических эле- ментов, Эйлеровой – из ≈ 3 500 000, таким образом, суммарное количество элементов модели составляет ≈ 3 800 000. Высокая дискретизация Эйлеровой расчетной сетки объ- ясняется внутренней организацией расчетного алгоритма, а также рекомендациями раз- работчика программного обеспечения, следуя которым для адекватного расчета гидро- динамических параметров необходимо, чтобы линейные размеры элемента Эйлеровой части были как минимум в два раза меньше линейных размеров элемента Лагранжевой части. При выборе граничных условий принято условие непротекания продуктов дето- нации через границы расчетной области обратно в модель и условие отражения нормаль- ной составляющей волн напряжений по 2-м граням. Рис. 8 – Конечно-элементная модель блока При моделировании взрыва скважинных зарядов в массиве горных пород были получены распределения полей давлений и формирование зоны нарушенности в массиве на любой момент времени. В качестве примера приведено распределение поля давлений в массиве на момент времени 5 мс (рис. 9) и формирование зоны нарушенности массива на момент 2 мс (рис. 10). Рис. 9 – Распределение поля давлений в массиве на момент времени 5 мс
  • 126. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 126С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Рис. 10 – Формирование зоны возможной нарушенности массива на момент времени 2 мс Выводы В ходе проведения вычислительных экспериментов отработан подход к решению задач взрыва скважинных зарядов в массиве горных пород в трехмерной постановке. Проведена проверка степени соответствия гидродинамических параметров детонацион- ной волны и продуктов детонации расчетным данным. Установлено, что при моделиро- вании взрыва апатит-нефелиновых руд наиболее целесообразно применять RHT-модель прочности, а также модели прочности билинейного кинематического упрочнения и фон Мизеса. В работе показана возможность определения зоны наиболее вероятной нарушен- ности массива при взрыве, а также распределение полей интересующих величин. Полученные результаты позволяют рассмотреть процесс разрушения горной по- роды в процессе взаимодействия зарядов, что дает возможность определить оптималь- ные расстояния между ними по условиям энергонасыщенности массива и необходимой степени дробления. Литература 1. CADprofi [Электронный ресурс] — Режим доступа: URL: http://www.cadprofi.ru/wiki/index.php/ANSYS_AUTODYN 2. ANSYSAutodyn-2Dand 3D, Version 11, UserDocumentation, AnsysInc. - 2007. 3. Биргер И.А. Сопротивление материалов: учеб. пособие / И.А. Биргер.— М.: Наука. Гл. ред. физ.-мат. лит., 1986.— 560 с. 4. Fišerova D. Numerical analyses of buried mine Explosions with emphasis on effect of Soil properties on loading. Defence college of management and Technology. Phd thesis. - Р. 239.
  • 127. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 127С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е УДК 004.428.4. 004.272.26 DOI: 10.18454/2313-1586.2017.01.127 Корниенко Андрей Викторович кандидат технических наук, научный сотрудник, Горный Институт КНЦ РАН, 184209 г. Апатиты, Мурманская обл., ул. Ферсмана, 24 e-mail: kornienko@goi.kolasc.net.ru ОПЫТ ПРИМЕНЕНИЯ ПАРАЛЛЕЛЬНЫХ ВЫЧИСЛЕНИЙ В АЛГОРИТМАХ СИСТЕМЫ MINEFRAME Kornienko Andrew V. candidate of technical sciences, researcher, The Mining Institute KSC RAS, 184209 Russia, Apatite, Murmansk region, 24 Fersman st. e-mail: kornienko@goi.kolasc.net.ru PARALLEL COMPUTING IN MINEFRAME SYSTEM ALGORITHMS Аннотация: В статье рассмотрены различные способы ор- ганизации параллельных вычислений с использо- ванием вычислительных устройств, входящих в состав современных персональных компьюте- ров, предложен вариант организации и управле- ния параллельными вычислениями, позволяющий увеличить производительность существующих алгоритмов с минимальными трудозатратами. Ключевые слова: параллельные вычисления, си- стема MineFrame Abstract: Different approaches of parallel computing on mod- ern PC’s computational devices are considered. The variant of parallel computing arrangement and management that permits to increase the existing al- gorithms capacity with minimum labor expenditures is proposed. Key words: parallel computing, MineFramesoft- ware. Горно-геологическая информационная система MineFrame [1] предназначена для решения геологических, маркшейдерских и технологических задач горного производ- ства. Решение данных задач сопряжено со значительным объемом вычислений, что со- здает предпосылки для поиска способов ускорения работы алгоритмов с целью повыше- ния производительности труда специалистов горных предприятий. Повышение производительности вычислений достигается за счет алгоритмиче- ской оптимизации, а также за счет применения параллельной обработки данных в слу- чаях, когда это возможно. Оптимизация алгоритма с целью снижения времени, необхо- димого для расчетов, предполагает в основном решение задачи за меньшее количество операций (высокоуровневая оптимизация), а также организацию вычислений с учетом архитектурных особенностей вычислительных платформ (низкоуровневая оптимиза- ция). Параллельные же расчеты целесообразно применять в случаях, когда элементы данных могут быть обработаны независимо друг от друга либо эти зависимости незна- чительны. В противном случае основное время будет тратиться на синхронизацию до- ступа к общим ресурсам с применением того или иного вида блокировок, что в конечном итоге лишь увеличит время расчета. В рамках данной статьи будут рассмотрены вопросы параллельной обработки данных, т. к. алгоритмическая оптимизация, несмотря на наличие общих принципов оп- тимизации, подразумевает в большинстве случаев «индивидуальный» подход к алго- ритму, в то время как параллельные вычисления могут быть применены к целому ряду алгоритмов, в которых отсутствуют зависимости между обрабатываемыми элементами данных. На сегодняшний день в сегменте персональных компьютеров (PC) устройствами, которые аппаратно поддерживают параллельные вычисления, являются центральный процессор (CPU) и графический ускоритель (GPU). Современный CPU является универ- сальным вычислительным устройством, архитектурно состоящим из нескольких физи- ческих (а также, возможно, логических) ядер. Назначением GPU является расчет и вывод
  • 128. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 128С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е трехмерных графических данных с высокой скоростью, соответственно, данное устрой- ство может быть использовано в ряде задач, схожих алгоритмически с обработкой 3D-графики. В подобных вычислениях GPU значительно превосходит CPU в производи- тельности. В свою очередь CPU за счет своей универсальности предоставляет более ши- рокие возможности для распараллеливания вычислений, в том числе и в сложных мно- говариантных алгоритмах, в которых использование GPU в большинстве случаев явля- ется нецелесообразным в силу весьма ограниченного функционала графических ускори- телей. Для использования возможностей GPU и CPU как многопоточных вычислитель- ных устройств реализован набор программных интерфейсов, таких, например, как биб- лиотеки OpenMP [2], OmniThreadLibrary [3], CUDA [4] и OpenCL [5]. Библиотеки OpenMP и OmniThreadLibrary предназначены для упрощения разработки программ на C++, Fortran и Delphi, использующих многопоточность на CPU. При применении CPU также имеется возможность использования соответствующего функционала операцион- ной системы, предназначенного для запуска и выполнения параллельных потоков. Тех- нология CUDA предоставляет возможность использования графических ускорителей NVidia в качестве вычислительных устройств для решения прикладных задач. Крос- сплатформенная библиотека OpenCL позволяет использовать как CPU, так и GPU раз- личных производителей совместно в рамках одного PC. При этом вычислительные устройства программно представляются как устройства с архитектурой, аналогичной GPU. Следует отметить, что в системе MineFrame реализован целый ряд вычислитель- ных алгоритмов, обрабатывающих значительные объемы данных. В каждом таком алго- ритме уже реализованы решения для их оптимизации, включающие в себя, например, фильтрацию данных по различным критериям с последующим использованием получив- шихся выборок в дальнейших расчетах, оптимизацию поиска и т. д. Следовательно, при применении технологий параллельных вычислений к таким алгоритмам целесообразно сохранить все преимущества реализованных оптимизационных решений. Это позволяет сформулировать требования к перечисленным выше библиотекам, как к программному обеспечению (ПО) для организации параллельных вычислений в алгоритмах системы MineFrame: 1. Минимальные трудозатраты при многопоточной реализации алгоритма на базе уже реализованного и оптимизированного однопоточного варианта. 2. Сохранение общей структуры однопоточного алгоритма без изменений. 3. Максимально возможная производительность при соблюдении первых двух требований. Рассмотрим более подробно возможности применения ПО для параллельных вы- числений с учетом сформулированных требований. Библиотеки OpenMP и OmniThreadLibrary довольно полно отвечают требованиям 1 и 2, но в связи с многовари- антным расчетом элемента данных возникает необходимость в динамическом распреде- лении нагрузки между потоками во время выполнения. Отмеченные библиотеки имеют сравнительно простой вариант распределения нагрузки, не учитывающий в полной мере возможность многовариантной реализации, что делает их в большей степени ориентиро- ванными на распараллеливание на уровне задач, а не данных. В свою очередь CUDA и OpenCL предназначены для распараллеливания на уровне данных, и имеют соответству- ющие аппаратные реализации распределения нагрузки, но для их применения необхо- димо частично или полностью модифицировать структуру алгоритмов, что приводит к существенному увеличению трудозатрат. При этом выигрыш в производительности мо- жет оказаться незначительным. Таким образом, для выполнения перечисленных выше требований параллельные вычисления целесообразно организовать на базе CPU с реализацией эффективного рас- пределения нагрузки между потоками и ограничения или исключения доступа к общим
  • 129. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 129С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е ресурсам из каждого потока. Следует отметить, что наиболее часто используемым раз- деляемым ресурсом, как правило, является память, выделение/освобождение которой осуществляется через менеджер памяти. При этом практически любая потокобезопасная реализация такого менеджера подразумевает наличие межпоточной блокировки как при выделении, так и при освобождении блоков памяти. Следовательно, для достижения мак- симальной производительности необходимо сводить к минимуму обращения к мене- джеру памяти из параллельно работающих потоков. С другой стороны, такой метод оп- тимизации, как фильтрация данных, подразумевает формирование вспомогательных ди- намических массивов, что неизбежно приводит к выделению/освобождению блоков па- мяти неизвестного заранее размера. Выходом в данном случае может являться повторное использование памяти в каждом потоке, а для случаев динамических массивов или спис- ков – только выделение памяти без ее освобождения до конца расчета (очистка списка в потоке подразумевает в данном случае лишь сброс счетчика элементов без освобожде- ния занимаемой памяти). С целью выполнения перечисленных выше требований было разработано два про- граммных механизма на базе WindowsAPI, предназначенных для организации парал- лельных вычислений поверх существующих однопоточных реализаций алгоритмов. При использовании каждого из этих механизмов подразумевается применение оптимальных методов работы с менеджером памяти. В соответствии с первым механизмом каждый элемент данных обрабатывался в отдельном потоке, по завершению расчета ресурсы потока освобождались, и для обра- ботки следующего элемента создавался новый поток. Количество одновременно работа- ющих потоков определялось количеством ядер CPU. Схема работы данного механизма представлена на рис. 1. Преимуществом данного метода организации вычислений явля- лась простота реализации и автоматическое распределение нагрузки, т. к. один поток об- рабатывал не группу элементов данных (в результате чего потоки могли завершаться че- рез разные промежутки времени, что привело бы к снижению производительности), а всего один элемент. Еще одним преимуществом данного метода является простота обра- ботки элементов данных, организованных в различные структуры (деревья, динамиче- ские массивы различной размерности), т. к. основной цикл обхода элементов абсолютно идентичен однопоточному варианту. Как следствие –отсутствие необходимости во вспо- могательном массиве для промежуточного хранения ссылок на обрабатываемые эле- менты. Рис. 1 – Организация параллельных вычислений с динамическим созданием потоков
  • 130. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 130С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е В результате внедрения данного механизма в ряде алгоритмов удавалось сокра- тить время расчета в N раз, где N – количество физических ядер процессора. Но по ре- зультатам практического применения проявился и недостаток данного метода: в слу- чаях, когда время обработки элемента данных незначительно, использовать все ядра CPU не представляется возможным, производительность при этом существенно падает. Свя- зано это с особенностью организации работы потоков, на каждый из которых выделяется определенный квант времени в операционной системе. В случае, когда вычисления в по- токе завершаются раньше этого времени, возникает простой, и при передаче управления главному потоку-диспетчеру последний создаст новый поток для обработки следующего элемента данных, даже если загружены не все ядра CPU. В таком случае значительная часть времени работы будет отведена созданию/удалению потоков и простоям, что на практике увеличивало время расчета даже по сравнению с однопоточным вариантом. В связи с тем, что изложенный выше механизм не является универсальным и не обеспечивает увеличения производительности при любых реализациях обработки эле- ментов данных, был разработан механизм, схожий со схемой организации вычислений в OpenCL и CUDA, позволяющий при этом использовать все функциональные возможно- сти CPU. Схема работы данного механизма представлена на рис. 2. Рис. 2 – Организация параллельных вычислений с формированием диапазонов данных Суть работы механизма в следующем: данные передаются на обработку в виде вспомогательного массива ссылок на элементы данных, и в пределах этого массива опре- деляются диапазоны индексов элементов, обрабатываемых в конкретном потоке. Коли- чество работающих одновременно потоков соответствует количеству ядер CPU, и все они запускаются с учетом сформированных диапазонов данных, т. е. каждый поток об- рабатывает часть элементов, являющихся подмножеством исходного массива. В данной схеме сведено к минимуму создание/удаление потоков, но присутствует вспомогатель- ный массив ссылок на обрабатываемые элементы. К тому же в данном случае лишь ча- стично реализуется распределение нагрузки, которое может оказаться неоптимальным при формировании исходных диапазонов данных. Для достижения максимальной производительности был реализован функционал для динамического распределения нагрузки между потоками, схема которого приведена на рис. 3. Суть распределения заключается в следующем: в случае, если один из потоков обработал свой блок данных раньше других, оставшиеся потоки завершают работу, об- работав предварительно элемент в текущей итерации. В результате при передаче управ- ления главному потоку последний будет обладать информацией о том, какие диапазоны
  • 131. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 131С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е данных не были обработаны, и сформирует на их основе новые диапазоны в соответ- ствии с изначальным количеством потоков. Далее потоки снова запускаются с новыми диапазонами данных, а сам цикл продолжается до тех пор, пока не будут обработаны все элементы. Рис. 3 – Динамическое распределение нагрузки между потоками Практическое применение данного механизма показало стабильный прирост про- изводительности вне зависимости от реализации обработки элементов данных (время расчета сокращалось в N раз, где N – количество физических ядер процессора). Таким образом, предложен и апробирован простой в реализации и применении метод повышения производительности прикладных алгоритмов, допускающих парал- лельную обработку данных, с минимальными трудозатратами. Дальнейшее развитие предложенного механизма может заключаться в разработке и реализации интерфейса для управления обходом элементов, организованных в произ- вольные структуры данных, что позволит исключить вспомогательный массив ссылок на обрабатываемые элементы. Литература 1. Наговицын О.В. Автоматизированные инструменты инженерного обеспечения горных работ в системе MINEFRAME / О.В. Наговицын, С.В. Лукичёв // ГИАБ. – 2013. – № 7. – С. 184 - 192. 2. Официальный сайт разработчиков OpenMP [Электронный ресурс] - Режим до- ступа: http://openmp.org 3. Официальный сайт разработчиков OmniThreadLibrary [Электронный ресурс] – Режим доступа: http://omnithreadlibrary.com 4. Официальный сайт NVidia [Электронный ресурс] – Режим доступа: http://www.nvidia.ru/object/cuda-parallel-computing-ru.html 5. Официальный сайт разработчиков стандарта OpenCL [Электронный ресурс] – Режим доступа: https://www.khronos.org/opencl
  • 132. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 132С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е УДК 622.831.232.001.57 DOI: 10.18454/2313-1586.2017.01.132 Дмитриев Сергей Владимирович аспирант, Горный институт КНЦ РАН, 184209 г. Апатиты, Мурманская обл., ул. Ферсмана, 24 e-mail: dsvoficialmail@mail.ru МОДЕЛИРОВАНИЕ НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОГО СОСТОЯНИЯ МАССИВОВ ГОРНЫХ ПОРОД С УЧЕТОМ НЕОДНОРОДНОСТЕЙ Dmitriev Sergey V. post-graduate student, The Mining Institute of KSC RAS, 184209, Apatite, Murmansk region, 24 Fersman st.. е-mail: dsvoficialmail@mail.ru; SIMULATION THE STRESSED-DEFORMED ROCK MASSES STATE TAKING INTO ACCOUNT THE HETEROGENEITIES Аннотация: Описано расширение метода конечных элемен- тов контактным элементом на границах двух сред для учета сдвиговой составляющей при расчете напряженно-деформированного состо- яния массива горных пород в рамках программ- ного комплекса Sigma GT. Ключевые слова: напряженно-деформированное состояние, модель, метод конечных элементов, контактный элемент, неоднородность Abstract: The expansion of the finite element method by the contact element on the borders of the two zones for consideration the displacement component in cal- culation rock mass stressed-deformed state in the framework of Sigma GT software is adduced. Key words: stressed-deformed state, model, finite el- ement method, contact element, heterogeneity Своевременное прогнозирование формирования зон концентрации напряжений позволяет повысить эффективность и безопасность ведения горных работ при разработке опасных по горным ударам месторождений. Моделирование напряженно-деформиро- ванного состояния (НДС) массива горных пород позволяет еще на этапе проектирования оптимизировать конструктивные параметры систем разработки и порядок ведения горных работ. На прочностные свойства горных массивов оказывают влияние не только состав- ляющие их типы пород, но и разного рода разрывы сплошности. Исходя из этого, оценка влияния трещиноватости массива горных пород является одной из основных задач мо- делирования в геомеханике. Изучение состояния скальных массивов возможно в двух вариантах – экспери- ментальном и теоретическом (аналитические и численные методы). Экспериментальные исследования основаны на натурном изучении и лабораторных испытаниях горных по- род, теоретические – используют общие физические принципы процессов деформирова- ния и разрушения. Оптимальным является комплексный подход. Экспериментальные исследования обладают большей точностью, но носят дис- кретный характер и не позволяют проводить прогноз динамики НДС при ведении горных работ. По мере проведения горных выработок происходят отклонения от эксперимен- тальных условий, что приводит к снижению достоверности результатов. Численные методы позволяют построить модель напряженно-деформированного состояния горного массива и выбрать рациональный порядок ведения работ на стадии долгосрочного и перспективного планирования. Адекватность разрабатываемой модели может быть определена сравнением полученных при моделировании результатов и  Исследования выполнены в рамках гранта по приоритетному направлению деятельности РНФ «Прове- дение фундаментальных научных исследований и поисковых научных исследований отдельными науч- ными группами» № 14-17-00751
  • 133. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 133С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е натурных экспериментальных данных. При этом одним из основных критериев адекват- ности является учет параметров неоднородности и трещиноватости массива. Поведение трещиноватой массы породы под нагрузкой зависит не только от типа и величины прикладываемых нагрузок и сжатия, но и от детальных свойств компонент- ных трещин – жесткости и прочности, от текстуры системы трещин в целом – ширины трещин, ориентации, устойчивости и т. д. Основными параметрами трещин являются следующие:  Kn – жесткость перпендикулярно трещине, зависящая от отношения площади контакта между двумя стенками трещины, от амплитуды, распределения пролета в перпендикуляре и от характеристик заполняющих материалов, если они имеются;  Ks – тангенциальная жесткость, зависящая от шероховатости стенок трещин, определяемой распределением, амплитудой и углом наклона неровностей, от распределения и амплитуды тангенциального проема и от характеристик заполняющих материалов, если они имеются;  S – прочность трещины на сдвиг, зависящая от трения вдоль трещины, от сцепления, благодаря взаимной блокировке, и от прочности заполняющего материала, если он имеется. Метод конечных элементов при решении геомеханических задач Программный комплекс Sigma GT, разработанный в Горном институте Кольского научного центра Российской академии наук в лаборатории геомеханики, обладает  пользовательским интерфейсом для создания как глобальных, так и локальных трехмерных моделей, редактирования координат и параметров их отдельных элементов;  расчетным модулем напряженно-деформированного состояния моделей;  возможностью отображения результатов моделирования в рамках самого комплекса и интеграцией со сторонними системами визуализации. В основе расчетного модуля комплекса лежит численный метод решения задач теории упругости для неоднородных сред – метод конечных элементов (МКЭ). При решении задач горного дела важным преимуществом МКЭ является возможность учета сложной геометрии выемки, конструктивных особенностей крепи и структурных неоднородностей массива горных пород. Метод позволяет осуществить постановку серии последовательных расчетов с целью моделирования истории нагружения горного массива и процесса горнопроходческих работ. Еще одним важным фактором является достижимость требуемой точности в определении деформаций и напряжений в рассматриваемых точках расчетной области [2]. Метод конечных элементов, в отличие от формулировки и решения задачи теории упругости в дифференциальной форме, базируется на принципах математического аппа- рата, называемого вариационным исчислением. При этом для задач механики твердого деформированного тела используется фундаментальный принцип сохранения механиче- ской энергии:     WK=F , (1) где {F} – вектор внешних сил, {W} – вектор перемещений узлов, [K] – матрица жесткости системы размерностью n=Nт*Nс, причем Nт – количество узловых точек, Nс – количество степеней свободы. Именно посредством разбивки (или дискретизации) области на элементы, по своей сути составляющей часть решения задачи, которая заменяет собой аппарат инте- грально-дифференциального исчисления, необходимый при рассмотрении континуумов, представляется возможным решение методом конечных элементов сложных дифферен- циальных уравнений. Фактически МКЭ позволяет решать дифференциальные уравне- ния, заменяя их системой линейных алгебраических уравнений, что облегчает нахожде- ние решения и, кроме этого, позволяет решать задачи практически любой сложности.
  • 134. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 134С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Применение метода конечных элементов для решения практических задач пред- полагает создание модели объекта, его дискретизацию (разбивку или расчленение на эле- менты), решение больших систем уравнений, подготовку исходных данных, интерпрета- цию результатов моделирования и их наглядное представление [3]. Моделирование нарушений при использовании метода конечных элементов При использовании метода конечных элементов возможны три основных способа представления трещиноватых массивов: 1. Трещины моделируются в виде контактов с помощью контактного элемента. 2. Трещиноватый массив заменяется сплошной эквивалентной средой и моделируется многослойной моделью. 3. Отдельные трещины представляются слоем обычных 4-х узловых конечных элементов (при двумерном моделировании) или 8-ми узловых (при трехмерном). Предполагается, что слой, содержащий трещину, включает в себя также и ослабленную зону оперения данной трещины, то есть параметры слоя элементов должны учитывать как свойства непосредственно заполнителя трещины, так и свойства блоков ненарушенной породы. Учесть и те, и другие параметры можно путем усреднения характеристик в пределах слоя элементов [4]. Применение численных методов при решении задачи о напряженно- деформированном состоянии, прочности и устойчивости трещиноватых скальных массивов требует использования специальных контактных элементов, позволяющих моделировать нарушения сплошности [1]. В настоящее время в программном комплексе Sigma GT возможно моделирование неоднородностей заполнением замещающим материалом (рис. 1), без учета смещений поверхностей контакта трещины. Рис. 1 – Разломная структура в борту Ковдорского карьера Дальнейшей задачей является учет сдвиговой составляющей путем использова- ния контакт-элементов на границе разномодульных сред. Наиболее широкое распространение в рамках метода конечных элементов получил контактный элемент Гудмана (рис. 2), позволяющий с достаточной для инженерных целей степенью точности моделировать трещины с гладкой поверхностью контакта [1].
  • 135. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 135С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Рис. 2 – Плоский контакт-элемент трещины, ширина равна нулю, система локальных координат Определяющие уравнения такого элемента связывают напряжения и относительные смещения контактных поверхностей на основе аппроксимации экспериментальных данных:  Y1, X1 – локальные координаты;  U – нормальные относительные смещения в узловой точке;  V – касательные относительные смещения в узловой точке;  Ws – тангенциальная деформация;  Wn – нормальная деформация. W – вектор относительного смещения, выраженный через Ws и Wn:           низверх низверх nn SS WW WW Напряжения в центре контакт-элемента Гудмана выражены через ;             v u K= σ τ n          0 0 )( n s k k K , где  – касательное напряжение в контакт-элементе; n – нормальное напряжение в контакт-элементе; (К) – диагональная матрица свойств материала, выражающая жесткость трещины на единицу длины в перпендикулярном и тангенциальном направлениях; dU – нормальные относительные смещения в узловой точке; dV – касательные относительные смещения в узловой точке. Контактный элемент Гудмана характеризуется следующими свойствами: 1. Толщина линейного шва имеет нулевое или близкое к нулевому значение. 2. Сопротивление нормальному растяжению элемента близко к нулю. 3. Элемент обладает высоким сопротивлением нормальному сжатию, но имеет возможность при этом деформироваться за счет заполнителя трещины или неровностей стенок, разрушающихся или сглаживающихся при сжатии [1]. На рис. 1 видно, что вблизи разломной структуры наблюдается искривление ко- нечно-элементной сетки. Поскольку контактный элемент вводится на участках контакта двух разнородных контактирующих поверхностей, он объединяет их в одну систему с помощью слоя нулевой толщины, позволяя тем самым не полностью совпадать узлам соседних элементов. )(W . (2) (3) (4)
  • 136. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 136С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Несмотря на свои преимущества, применение контактных элементов имеет неко- торые ограничения. Их использование рационально в случае моделирования немного- численных основных нарушений сплошности скального массива, таких как разломы или крупные сдвиговые трещины [2]. С внедрением контактного элемента на границе оче- редной разломной структуры размерность конечно-элементной сетки будет увеличи- ваться минимум на два блока в каждом из направлений. На рис. 3 изображено блочное представление разломной структуры, имеющее ступенчатый вид. В данном случае при внедрении контактного элемента на границе двух сред у каждого блока размерность всей модели может вырасти на 40, 83 и 39 слоев в направлениях X, Y и Z, соответственно. Рис. 3 – Разломная структура в породах Кукисвумчоррского месторождения Для минимального увеличения размерности предлагается формирование сеток конечных элементов с учетом направления структурных неоднородностей (рис. 4). Тогда размерность модели возрастет в меньшей степени. Максимальное увеличение всей ко- нечно-элементной сетки может составить 2, 2 и 2 слоя в направлениях X, Y и Z, соответ- ственно. Рис. 4 – Сетка конечных элементов в окрестности разломной структуры Заключение Для большей адекватности модели фактическому напряженно- деформированному состоянию геологической среды с неоднородностями требуется учет не только свойств композитного материала, но и нарушений его сплошности. Для изучения влияния неоднородностей массива и особенностей сдвига на границе сред на его геомеханическое состояние предлагается применение расширения метода конечных элементов контакт-элементами Гудмана. Предложен вариант формирования сетки конечных элементов для минимального увеличения размерности модели при учете неоднородных структур.
  • 137. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 137С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Литература 1. Конюхов Д.С. Изучение механических свойств крупных трещин методом математического моделирования: дис. ... канд. техн. наук / Д.С. Конюхов. - М., 2000. - 171 с. 2. Ламонина Е.В. Численное моделирование трещиноватых скальных массивов: автореф. дис. ... канд. техн. наук / Е.В. Ламонина. - М., 2006. – 24 с. 3. Семенова И.Э. Исследование закономерностей обрушений подработанных пород в скальных тектонически напряженных массивах (на примере апатитовых рудников Хибин): дис. ... канд. техн. наук. – Апатиты, 2006. – 177 с. 4. Юфин С.А. Анализ напряженно-деформированного состояния трещиноватых скальных пород с использованием численных методов / С.А. Юфин, Е.В. Ламонина // ГИАБ . - 2008. - № 10.
  • 138. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 138С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е УДК 622.41.519.001.57 DOI: 10.18454/2313-1586.2017.01.138 Семин Михаил Александрович инженер отдела аэрологии и теплофизики, Горный институт УрО РАН, 614007 г . Пермь, ул. Сибирская, 78А e-mail: mishkasemin@gmail.com Левин Лев Юрьевич доктор технических наук, заведующий отделом аэрологии и теплофизики, Горный институт УрО РАН e-mail: aerolog_lev@mail.ru РАЗРАБОТКА МЕТОДИКИ МОДЕЛИРОВАНИЯ АЭРОЛОГИЧЕСКИХ ПРОЦЕССОВ В РУДНИЧНЫХ ВЕНТИЛЯЦИОННЫХ СЕТЯХ ПРИ РЕВЕРСИРОВАНИИ ГЛАВНЫХ ВЕНТИЛЯТОРНЫХ УСТАНОВОК Semin Mike A. engineer of aerology and thermal physics department, Mining Institute UB RAS, 614007 Perm, 78-A Sibirskaya st.. е-mail:mishkasemin@gmail.com Levin Lev Yu. Doctor of technical sciences, the head of aerology and thermal physics department, Mining Institute UB RAS. е-mail: aerolog_lev@mail.ru WORKING OUT AERODYNAMIC PROCESSES MODELING METHODS IN MINE VENTILATION NETWORKS BY MAIN FAN INSTALLATIONS REVERSAL Аннотация: В данной работе представлен анализ результатов экспериментального исследования воздухораспре- деления в реверсивном режиме проветривания на калийных рудниках Верхнекамского месторожде- ния. Проведена классификация факторов, влияю- щих на воздухораспределение при реверсировании главного вентилятора. Выделены объективные факторы, связанные с аэродинамикой или термо- динамикой воздушных потоков и поддающиеся научному анализу, и субъективные факторы, ко- торые имеют причины технологического рода, связанные с неисправностями в работе рудника. Для исследования объективных факторов получена аналитическая формула, позволяющая определять величину местных аэродинамических сопротивле- ний между входящими и исходящими из сопряже- ний горными выработками произвольного вида, по- строен метод численного расчета воздухораспре- деления в вентиляционных сетях при реверсирова- нии главного вентилятора. Для минимизации субъ- ективных факторов сформулированы общие орга- низационно-технические мероприятия по обеспе- чению нормативно-допустимых величин утечек воздуха при реверсировании ГВУ. Ключевые слова: реверсирование, главная вентиля- ционная установка, рудничная вентиляция, мате- матическое моделирование, местные аэродинами- ческие сопротивления, организационно-техниче- ские мероприятия Abstract: In this paper the analysis of air distribution experi- mental investigation by main fan reversal is presented. Air flow and pressure measurements are accomplished in Verkhnekamsky field potash mines. Classification of factors influencing on air distribution is proposed. Basic objective factors, connected with aero-dynamics and thermo-dynamics of air flows that are appropriate for scientific analysis, as well as subjective factors, connected with failures in mine ventilation structures functioning are marked out.. The analytical formula, which allows determination of shock losses in mine air- ways junction is obtained for objective factors investi- gation Subjective factors investigation and minimiza- tion general organizational and technical measures on providing regulatory permissible values of air leakage in case of main fan reversal are formulated. Key words: reversal ventilation mode, main fan, mine ventilation, mathematical modeling, shock losses, or- ganizational and technical measures Введение «Правила безопасности при ведении горных работ…» предъявляют ряд требова- ний к системе вентиляции рудничной атмосферы при реверсировании главной вентиля- торной установки (ГВУ). Соблюдение данных требований необходимо для обеспечения безопасного вывода людей из рудника при ликвидации пожаров, задымлений и прочих аварий. В частности, накладываются ограничения на минимальную величину расходов
  • 139. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 139С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е воздуха в горных выработках главных направлений, которая должна составлять не менее 60 % от расхода воздуха в нормальном режиме проветривания. Поэтому на этапах про- ектирования и реконструкции рудников встает вопрос о прогнозировании воздухорас- пределения в реверсивном режиме проветривания. Наиболее существенным фактором, влияющим на воздухораспределение при из- менении режима работы ГВУ, являются местные сопротивления. По оценкам [1 – 4], от- носительный вклад местных сопротивлений в общее сопротивление вентиляционной сети калийных рудников составляет 15 – 25 % и увеличивается при относительном уве- личении площадей поперечного сечения горных выработок. Местные сопротивления, в отличие от сопротивлений трения линейных участков горных выработок, являются несимметричными относительно смены направления потока [3, 4]. В результате реальное воздухораспределение, получаемое на рудниках при изменении режима работы ГВУ, мо- жет существенно отличаться от теоретического воздухораспределения с учетом только линейной части сопротивления. В настоящее время в литературе существует ряд методов расчета местных аэро- динамических сопротивлений [5 – 7]. Однако их интеграция в сетевые методы расчета воздухораспределения вентиляционных сетей произвольного вида осложнена или вовсе невозможна. В ряде случаев методы позволяют точно рассчитывать перепады давлений для частных случаев сопряжений трех горных выработок под прямым углом [5, 6], в ряде случаев не учитываются важные физические процессы [4]. В существующих в литературе исследованиях также не проводится оценок влия- ния факторов, связанных с технологическими нарушениями вентиляции рудников при изменении режима работы ГВУ, нет и комплексных методик по ликвидации влияния данных факторов. Как показывает практика, такие факторы, как изменение утечек воз- духа вследствие открытия вентиляционных дверей или ляд, могут оказать существенное влияние на изменение расходов воздуха в вентиляционной сети после реверсирования ГВУ. Для выявления данных факторов и оценки степени их влияния на предваритель- ном этапе исследования проведены экспериментальные измерения расходов и давлений воздуха на калийных рудниках Верхнекамского месторождения в условиях перехода с нормального на реверсивный режим работы ГВУ [8]. Данные исследования показали, что местные аэродинамические сопротивления различных участков вентиляционной сети зависят от широкого спектра факторов, которые можно разделить на три группы: объективные измеримые, субъективные измеримые и неизмеримые. Объективными счи- таются факторы, которые имеют причины, связанные с аэродинамикой или термодина- микой воздушных потоков, и поддаются научному анализу. Субъективными считаются факторы, которые имеют причины технологического рода, связанные с неисправностями в работе рудника. Относительный вклад каждой из указанных групп факторов в общем случае индивидуален для каждого рудника (рис. 1). Первая группа факторов является предметом физического анализа. Ее доля оказа- лась наиболее существенной в общем изменении расходов воздуха. Вторая группа фак- торов не является объектом физического анализа, однако ее регулирование и минимиза- ция ее влияния могут и должны осуществляться в нормативных документах по органи- зации и проведении процедуры реверсирования ГВУ. Полученные экспериментальные факты являются основанием для разработки теоретических моделей для анализа физиче- ских процессов, влияющих на воздухораспределение при реверсировании ГВУ. Комплексная методика математического прогнозирования воздухораспределения в рудничных вентиляционных сетях при реверсировании ГВУ должна включать в себя как исследование объективных факторов посредством инструментов математического анализа, так и рекомендации по минимизации субъективных факторов.
  • 140. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 140С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Рис. 1 – Факторы, влияющие на воздухораспределение при реверсировании ГВУ Поэтому целью данного исследования стала разработка методики прогнозирова- ния воздухораспределения в рудничных вентиляционных сетях произвольной топологии при реверсировании главной вентиляторной установки, учитывающей влияние местных аэродинамических сопротивлений и включающей набор организационно-технических мероприятий по минимизации влияния субъективных факторов. Исследование объективных факторов При теоретическом анализе местных аэродинамических сопротивлений сопряже- ний горных выработок принимались следующие существенные физические процессы: – расширение/сжатие потока; – поворот потока; – смешивание потоков, входящих в сопряжение; – трение вследствие шероховатости стенок. Учет представленных физических процессов осуществлялся в данной работе теорети- чески на базе идеализированной модели сопряжения горных выработок, характеризуе- мой следующими геометрическими и физическими параметрами: – периметрами iP сечений горных выработок, м; – площадями поперечного сечения iS горных выработок, м2 ; – углами поворота ij между любыми двумя выработками № i и № j, входящими в сопряжения, рад; – коэффициентами аэродинамического сопротивления i горных выработок, кг/м3 ; – объемными расходами iQ в горных выработках, граничащих с сопряжением, с типовыми геометрическими характеристиками, м3 /с (рис. 2). Факторы, влияющие на воздухораспределение при реверсировании ГВУ Измеримые НеизмеримыеОбъективные Субъективные Местные сопротивления - комплекса ГВУ, - направлений, - сопряжений со стволами. Естественная тяга 50 % Утечки через - ляды ГВУ, - надшахтное здание, - сбойки между штреками главных направлений. 40 % Погрешность - измерительной аппара- туры, - вследствие кратковремен- ности процедуры реверса 10 % Доля данных групп факторов
  • 141. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 141С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Рис. 2 – Геометрическая модель сопряжения горных выработок для случая N = 5 выработок В работе построена математическая модель течения через сопряжение горных вы- работок произвольного вида, учитывающая совместное действие упомянутых выше су- щественных физических процессов. Получена следующая аналитическая формула для определения местного аэродинамического сопротивления (депрессия, выраженная в пас- калях) в узле между произвольными ветвями № i и № j, граничащими с сопряжением:     2(in) (out)(in) (out) (in)2 (in)2(in) (out) 2 2 s js ij j j s i ss j j s V VQ H Q V VQ Q                      (in) (out) (in) (in) (in) (in) (out) (in) 2 2 sin / 2 s j j i s s i s j j s sj s Q V V S Q V V Q                (1) Здесь  = 0,95+280 – коэффициент шероховатости; )out()out( /02,01/(05,1 jj QQω  – коэффициент устойчивости; (in) sQ — расход воздуха, притекающий в сопряжение по ветви № s, м3 /с; (out) jQ — расход воздуха, вытекающий из сопряжения по ветви № j, м3 /с; (in) sV — скорость воздуха струи, притекающей в сопряже- ние по ветви № s, м/с; (out) jV — скорость воздуха струи, вытекающей из сопряжения по ветви № j, м3 /с; Q — суммарный расход воздуха, протекающий через сопряжение, м3 /с; sj — угол поворота потока между втекающей струей из ветви № s и вытекающей струей № j;  — плотность воздуха, кг/м3 . В работе проведен сравнительный анализ полученной формулы (1) с существую- щими в литературе зависимостями для определения местных аэродинамических сопро- Q1 Q2 Q5 Q4 Q3 δ35 .
  • 142. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 142С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е тивлений для единичных сопряжений горных выработок. На рис. 2 представлено срав- нение для задачи о течении воздуха в сопряжении трех горных выработок под прямым углом. Графический анализ, представленный на рис. 2б, выполнен в безразмерных осях: относительный расход воздуха в боковом ответвлении — коэффициент местного сопро- тивления, определяемый по формуле 2 3 / 2 p V     . (2) а) б) Рис. 3 – Сравнительная характеристика различных методов моделирования потери давления при слиянии потоков, направление 2 – 3 На основании проведенного сравнительного анализа с существующими моделями определения местных аэродинамических сопротивлений сделан вывод о том, что пред- ложенная формула (1) имеет соответствие с моделями А.А. Харева [6], Н.Н. Мохирева [5], С.Р. Левина [9], а также с результатами натурных экспериментов, выполненных в работе Л.М. Веденеевой [10] для сопряжений трех выработок в калийных рудниках. Формула (1) использована для численного решения задачи воздухораспределения в вентиляционных сетях рудников и интегрирована в метод контурных расходов [4, 11]. Численный алгоритм реализован в виде программного модуля в «Аналитической про- грамме «АэроСеть», разрабатываемой в Горном институте УрО РАН. Исследование субъективных факторов Экспериментальные исследования изменения воздухораспределения в калийных рудниках при реверсировании ГВУ и сопоставление их результатов с результатами тео- ретического моделирования позволили выделить ряд причин, из-за которых усиливается влияние субъективных факторов на изменение сопротивления рудника: 1. Отсутствие/неисправность датчиков открытия ляд в канале ГВУ. 2. Плохая герметизация ляд канала ГВУ и вентиляционных окон в канале ГВУ. 3. Несимметричность аэродинамического сопротивления перемычек в вентиля- ционных сбойках при смене направления потока. 4. Изменение рабочих параметров вентиляционных дверей при смене направле- ния потока, вызванное изменением градиента давления. На основании выделенных причин предлагаются следующие универсальные ме- роприятия по обеспечению нормативно-допустимых величин утечек в реверсивном ре- жиме работы ГВУ: Q1 Q2 Q3
  • 143. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 143С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е 1. Установка и систематический контроль состояния датчиков открытия/закрытия ляд в канале ГВУ. Запрет на реверсирование ГВУ до момента срабатывания датчиков открытия реверсивных ляд. 2. Герметизация ляд канала ГВУ. Для достижения плотного прилегания ляд к стенкам канала рекомендуется использовать резиновые прокладки и самоуплотняющи- еся ляды со скосом кромки под углом, меньшим 90°. Также рекомендуется проводить контроль коррозии металлических частей конструкции ляд. 3. Датчики давления, устанавливаемые в канале ГВУ на входе и выходе из венти- лятора, должны периодически очищаться от соляной пыли, оседающей и налипающей на трубки Пито-Прандтля, а поправочные коэффициенты — периодически калибро- ваться. Поправочные коэффициенты для реверсивного режима проветривания в общем случае отличаются от коэффициентов для нормального режима проветривания и должны калиброваться отдельно. 4. Строительство двойных перемычек с дверями, открывающимися в противопо- ложные стороны. Наличие четного количества перемычек обеспечивает наилучшую симметрию аэродинамического сопротивления сбойки при реверсировании воздушной струи. 5. Конструкция дверных перемычек должна представлять собой два ряда досок с прокладкой между ними слоя толя или конвейерной ленты. Для достижения плотного прилегания двери к раме необходимо использовать резиновые прокладки. 6. При установке автоматических вентиляционных дверей (АВД) следует прове- рять изменение их аэродинамического сопротивления при реверсировании воздушного потока. Данная проверка необходима по причине наличия люфта в подшипниках жалю- зийных створок АВД. 7. При проведении плановых процедур по реверсированию ГВУ требуется опре- делять фактические значения утечек воздуха через надшахтное здание, ляды ГВУ и ин- тегральную величину утечек по каждому из главных направлений рудника в реверсив- ном режиме проветривания. Полученные данные необходимо использовать при расчете воздухораспределения. Сформулированные мероприятия позволят снизить нежелательные утечки через надшахтное здание, ляды ГВУ, вентиляционные сбойки главных направлений до норма- тивно допустимых значений. В результате количество утечек в реверсивном режиме про- ветривания не должно отличаться от количества утечек в нормальном режиме проветри- вания. Литература 1. Алыменко Н.И. О выборе рациональных аэродинамических параметров венти- ляционных каналов главной вентиляторной установки / Н.И. Алыменко // Физико- технические проблемы разработки полезных ископаемых. — 2011. — № 6. — С. 93 — 102. 2. Газизуллин Р.Р. Влияние местных сопротивлений на воздухораспределение в рудниках при реверсивном режиме работы главной вентиляторной установки / Р.Р. Га- зизуллин, Л.Ю. Левин, А.В. Зайцев // Горный информационно-аналитический бюллетень. – 2012. - № 5. — С. 227 — 230. 3. Казаков Б.П. Структурно-классификационный анализ рудничных вентиляци- онных сетей по типам протекающих в них аэрологических процессов / Б.П. Казаков // Сборник докладов ежегодной научной сессии Горного института УрО РАН. — 2009. — С. 192 — 194. 4. Левин Л.Ю. Численное моделирование изменения воздухораспределения в рудничных вентиляционных сетях при реверсировании главной вентиляторной уста- новки / Л.Ю. Левин, М.А. Семин, Р.Р. Газизуллин // Горный информационно-аналитиче- ский бюллетень. — 2015. — № 12. — С. 164 — 170.
  • 144. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 144С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е 5. Мохирев Н.Н. Инженерные расчеты вентиляции шахт. Строительство. Рекон- струкция. Эксплуатация / Н.Н. Мохирев, В.В. Радько. — М.: ООО «Недра-Бизнесцентр», 2007. — 324 с. 6. Харев А.А. Местные сопротивления шахтных вентиляционных сетей / А.А. Ха- рев. — М.: Углетехиздат, 1954. —248 с. 7. Шалимов А.В. Теоретические основы прогнозирования, профилактики и борьбы с аварийными нарушениями проветривания рудников: дис. … докт. техн. наук / А.В. Шалимов. — Пермь, 2012. - С 32 - 45. 8. Левин Л.Ю. Экспериментальное исследование изменения воздухораспределе- ния на калийных рудниках при реверсировании главной вентиляторной установки / Л.Ю. Левин, М.А. Семин, Ю.А. Клюкин // Вестник Пермского национального исследо- вательского политехнического университета. Геология. Нефтегазовое и горное дело. — 2015. — № 17. — С. 89 — 97. 9. Левин С.Р. Сопротивление тройников вытяжных воздуховодов. Отопление и вентиляция / С.Р. Левин. – 1940. - № 10 — 11. 10. Веденеева Л.М. Исследование аэродинамических процессов в местных со- противлениях и их влияния на воздухораспределение в вентиляционных сетях с боль- шим эквивалентным отверстием: автореф. … дис. канд. техн. наук / Л.М. Веденеева. — Пермь, 1995. — 17 с. 11. Абрамов Ф.А. Расчет вентиляционных сетей шахт и рудников / Ф.А. Абра- мов, Р.Б. Тян, В.Я. Потемкин. - М.: Недра, 1978. — 232 с.
  • 145. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е ЭКОЛОГИЯ И ПЕРЕРАБОТКА МИНЕРАЛЬНОГО СЫРЬЯ
  • 146. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 146С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е УДК [622.272.06:622.341]:519.001.57:504.06 DOI: 10.18454/2313-1586.2017.01.146 Соломеин Юрий Михайлович младший научный сотрудник лаборатории подземной геотехнологии, Институт горного дела УрО РАН, 620075 г. Екатеринбург, ул. Мамина-Сибиряка, 58 e-mail: geotech@igduran.ru Никитин Игорь Владимирович научный сотрудник лаборатории подземной геотехнологии, Институт горного дела УрО РАН e-mail: geotech@igduran.ru ОПРЕДЕЛЕНИЕ ЭКОЛОГО-ЭКОНОМИЧЕСКОЙ ЭФФЕКТИВНОСТИ ОСВОЕНИЯ ЕСТЮНИНСКОГО ЖЕЛЕЗОРУДНОГО МЕСТОРОЖДЕНИЯ НА ОСНОВЕ ЭКОНОМИКО-МАТЕМАТИЧЕСКОГО МОДЕЛИРОВАНИЯ Solomein Yury M. junior researcher, the laboratory of underground geo-technology, The Institute of Mining UB RAS, 620075, Yekaterinburg, 58 Mamin-Sibiryak st. е-mail: geotech@igduran.ru Nikitin Igor V. researcher, the laboratory of underground geo-technology, The Institute of Mining UB RAS е-mail: geotech@igduran.ru DETERMINATION THE ECOLOGICAL AND ECONOMIC EFFICIENCY OF DEVELOPMENT THE ESTUNINSKY IRON ORE DEPOSIT IN TERMS OF ECONOMIC AND MATHEMATICAL MODELING Аннотация: Создана экономико-математическая модель (ЭММ) выбора геотехнологической стратегии (ГС) освоения глубокозалегающих железорудных месторождений, представляющая собой совокуп- ность алгоритма формирования вариантов, мето- дик выбора оптимальных схем и способов вскры- тия, систем разработки, места размещения под- земного обогатительного комплекса (ПОК), рас- чета объемов добычи разными системами и чи- стого дисконтированного дохода (ЧДД), определе- ния рейтинга варианта ГС, и соответствующей компьютерной программы. В результате модели- рования разработанных вариантов ГС при различ- ных содержаниях полезного компонента, произ- водственной мощности, системах разработки, местах размещения обогатительного комплекса, способах утилизации отходов горно-обогатитель- ного производства (ГОП) выбран оптимальный ва- риант по комплексному эколого-экономическому критерию. Ключевые слова: геотехнологическая стратегия, железорудное месторождение, горнотехническая система, подземная геотехнология, подземный обогатительный комплекс, экономико-математи- ческое моделирование, оптимизация Abstract: The economic and mathematical model (EMM) of se- lection geo-technological strategy (GS) of development deep-bedding iron ore deposits is created. It represents a set of algorithm of formation both the GS options, methods of selection optimal schemes and processes of mining extraction, systems of development, under- ground concentration complex arrangement as well as calculation of mining output volume by various systems and net present value (NPV,)determination the GS op- tions rating and appropriate computer program. As a result of the developed by GS options simulation under different mineral content, productive capacity, systems of development, places of enrichment complex, ar- rangement, the methods of tails utilization of mining and processing production (GOP), optimal option is chosen according to ecological and economic criteria. Key words: geo-technological strategy (GS), mining- technical system (MTS), iron ore deposit, economic and mathematical modeling (EMM), subsurface con- centration complex (SCC), net present value (NPV), optimization В настоящее время создание экономически эффективных и экологически безопас- ных геотехнологий добычи и обогащения руды, способствующих бесконфликтному раз- витию техно- и биосферы, представляется весьма актуальной проблемой [1]. Признан- ным подходом к решению подобных проблем является разработка новых технологий в  Исследования выполнены при поддержке Комплексной программы фундаментальных исследо- ваний УрО РАН «Исследование переходных процессов и учет закономерностей их развития при разра- ботке инновационных технологий оценки, добычи и рудоподготовки минерального сырья» (15-11-5-7)
  • 147. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 147С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е соответствии с принципом «более чистого производства» (CleanerProduction) [2], акцен- тирующим внимание не на очистке и обезвреживании образовавшихся отходов, а на уменьшении объемов их образования и степени опасности в процессе производства. В рамках обоснования вариантов ГС ИГД УрО РАН разработана технологическая схема инновационной комплексной эколого-ориентированной подземной геотехнологии добычи и переработки железных руд, включающей вскрытие, разработку системами с обрушением верхних этажей и камерную выемку нижних этажей яруса в соотношении, обеспечивающем замкнутость (минимизацию экологического ущерба) горнотехниче- ской системы (ГТС), транспортирование грузов, обогащение руды и закладку камер. Данная технологическая схема позволяет весь объем отходов ГОП утилизировать в вы- работанном пространстве [3]. Эту геотехнологию можно реализовать как с использова- нием ПОК, так и без его применения [4]. Для решения задачи обеспечения замкнутого цикла ГТС целесообразно методом оптимизации установить необходимое соотношение объемов добычи руды системами с обрушением и с закладкой выработанного пространства [5]. При этом факторами, влия- ющими на обеспечение безотходности (экологичности) ГОП в шаге освоения месторож- дения, являются объем образовавшегося и закладываемого выработанного пространства, объем пустой породы подготовительно-нарезных выработок и объем хвостов обогаще- ния – сухой (СМС) и мокрой магнитной сепарации (ММС), используемых в качестве за- кладочного материала [6]. При этом под замкнутой понимаем такую ГТС, за пределы которой выходит только реализуемый продукт, а образующиеся твердые отходы утилизируются внутри данной ГТС. Для оценки возможности утилизации твердых отходов в выработанном про- странстве используется показатель η: η=Vо /Vп → 1, (1) где Vо – объем отходов, м3 ; Vп – объем пустот, м3 . Исходным моментом для определения данных объемов является установленная на первых этапах формирования ГС годовая производственная мощность рудника. Она складывается из годовой производительности этажей, одновременно разрабатываемых системами с обрушением и с закладкой: АГ=Аобр+Азак, т/год, (2) где Аобр, Азак – годовая производительность этажей, разрабатываемых системами с обру- шением и системами с закладкой, соответственно, т/год. При этом определение необходимого объема добычи разными системами выпол- нено в зависимости от содержания железа в балансовых запасах 29 % (базовый вариант), 43 %, 50 % и 60 %. Возможные варианты использования хвостов СМС и ММС в качестве закладки: 1. Хвосты ММС в виде пастовой закладки используются в полном объеме, хвосты СМС – по мере необходимости. 2. Хвосты ММС в виде сухой закладки используются в полном объеме, хвосты СМС – по мере необходимости. 3. Хвосты СМС используются в полном объеме, хвосты ММС в виде пастовой закладки – по мере необходимости. 4. Хвосты СМС используются в полном объеме, хвосты ММС в виде сухой за- кладки – по мере необходимости. В качестве примера на рис. 1 изображены графики доли систем разработки в об- щей годовой производительности рудника в зависимости от доли использования хвостов СМС при полном использовании породы и хвостов ММС в виде пастовой закладки. Гра- фик читается следующим образом. По оси абсцисс откладывается λ доля хвостов СМС, принятых в качестве дополнительной закладки. По оси ординат – η как доля систем с
  • 148. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 148С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е закладкой в общей годовой производительности. Линия по оси абсцисс, равная 100 %, означает полное использование для закладки всех отходов, образующихся в рамках ГТС. Линия по оси ординат, равная 1,0, означает максимально возможную долю погашения объема пустот, образующихся в рамках ГТС. Отрезок по оси ординат от 0 до графика показывает долю применения систем с закладкой, от графика до 1,0 – систем с обруше- нием, выше 1,0 – дефицит выработанного пространства. Рис. 1 – Доля систем с закладкой в общей годовой производительности в зависимости от доли использования хвостов СМС (ММС в виде пастовой закладки) Следующим этапом стало создание алгоритма для компьютерной программы вы- бора ГС освоения железорудных месторождений при комбинированной разработке. Он состоит из 2-х блоков данных (ввод-вывод информации), 6-ти логических и 15-ти вычис- лительных блоков (рис. 2): Блок 1. Начало проведения расчетов. Ввод исходной горно-геологической инфор- мации, горнотехнических и экономических данных по следующим направлениям: геоло- гия, вскрытие, отработка и обогащение. Блок 2. Оценка первого варианта ГС из числа рассматриваемых p. Присвоение значения i=1. Блок 3. Расчет годовой производственной мощности рудника АГ шахты по i-му варианту ГС на основе горных возможностей месторождения. Блоки 4-6. Определение схемы комбинированной разработки месторождения в за- висимости от выбранной концепции развития ГОКа. В случае, когда предприятию необходимо поддерживать достигнутую производ- ственную мощность, разработку месторождения следует вести по последовательной схеме; если необходимо наращивать производственную мощность – по параллельной схеме комбинированной разработки. Блоки 7-12. Определение порядка отработки подземных запасов на основе срав- нения АГ шахты с АГ карьера. Если АГ шахты ≥ АГ карьера, то отработку подземных запасов следует вести этажами последовательно. Если АГ шахты <АГ карьера, то для уве- личения АГ шахты до 2 раз следует применять многоэтажную отработку, свыше 2 раз – ярусную отработку.
  • 149. Рис. 2 – Алгоритм компьютерной программы выбора ГС освоения железорудных месторождений при комбинированной разработке Обогащение
  • 150. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 150С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Блоки 13-15. Установление количества и при необходимости доли применяемых систем разработки в АГ шахты по i-му варианту ГС. Если применяется одна система раз- работки, то доля Азак=1 или Аобр=1, если две и более – Азак=opt и Аобр=opt. Блок 16. Оптимизация параметров путем присвоения переменным значения n=1 из общего числа значений k исследуемого параметра. Блок 17. Подсчет извлекаемых запасов Qизв, объемов породы от проходки Qпор, концентрата Qконц, хвостов обогащения Qсмс, Qммс и закладки Qзак по i-му варианту ГС при значении параметра n. Блок 18. Определение первого критерия – ЧДД по i-му варианту ГС при значении параметра n на основе расчета извлекаемой ценности Цизв, суммарных капитальных К, эксплуатационных затрат Э, социально- экономических последствий СЭП, сроков стро- ительства Тс и отработки То в соответствии с разработанной методикой. Блок 19. Определение второго критерия – показателя замкнутости ГТС η по i-му варианту ГС при значении параметра n на основе расчета объемов отходов VО и пустот VП в соответствии с разработанной методикой. Блок 20. Присвоение следующего значения исследуемому параметру n=n+1. Если n≤ k, то возврат к блоку 17 и повторение всех расчетных и логических операций для n=n+1, если n>k, то переход к следующему блоку. Блок 21. Оценка следующего варианта ГС. Присвоение значения i=i+1. Если i≤ p, то возврат к блоку 3 и повторение расчетных и логических операций для i=i+1, если i>p, то переход к следующему блоку. Блок 22. Ранжирование рассмотренных вариантов p по показателям rЧДД и r – рейтинги варианта ГС по критерию ЧДД и η, соответственно. Блок 23. Окончание выполнения расчетов. Оценка и выбор эффективного вари- анта ГС из числа рассмотренных p по критерию R→ min в соответствии с разработанной методикой. Экономико-математическое моделирование выполнено на примере вариантов ГС 1-5 освоения нижних горизонтов Естюнинского месторождения, характеризующихся: 1. АГ=2,5 млн. т/год, нисходящая выемка системами с обрушением, обогатитель- ная фабрика на поверхности; 2. АГ= 2,5 млн. т/год, восходящая выемка системами с закладкой, обогатительная фабрика на поверхности; 3. АГ= 2,5 млн. т/год, восходящая выемка системами с закладкой, ПОК; 4. АГ=5 млн. т/год, нисходяще-восходящая выемка системами с обрушением и с закладкой, обогатительная фабрика на поверхности; 5. АГ=5 млн. т/год, нисходяще-восходящая выемка системами с обрушением и с закладкой, ПОК. Компьютерная программа «Выбор ГС освоения подземных запасов при комбини- рованной разработке месторождений» написана в приложении Ехсеl пакета программ Microsoft Office. Программа ранжирует варианты ГС по критериям «Показатель замкну- тости ГТС» и «Чистый дисконтированный доход» (рис. 3). По каждому из двух крите- риев варианту ГС присваивается рейтинг rЧДД и rη. Более высокий рейтинг (минимальное количество баллов) получает вариант с лучшим значением критерия. Для оценки вари- антов ГС предложен глобальный критерий принятия компромиссного решения R – ком- плексный эколого-экономический критерий, рассчитываемый как сумма баллов по кри- териям ЧДД и η с учетом их веса kЧДД, kη – вес критериев в глобальном критерии, настра- иваемый в зависимости от потребностей предприятия (в данном случае принят рав- ный 1): R= kЧДДrЧДД + kηrη. (3)
  • 151. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 151С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Рис. 3 – Рейтинги вариантов ГС В графе «Общее число баллов» (см. рис. 3) показано суммарное количество баллов по обоим критериям. Более высокое итоговое место в рейтинге получает вариант ГС с минимальным R. На графике видно, что наиболее эффективными являются варианты 2, 4 и 5 ГС с R = 4, 4 и 5. Далее проведена оптимизация вариантов 4 и 5 ГС по комплексному эколого-эко- номическому критерию, вариант 2 не оптимизируется, поскольку применяется только система разработки с закладкой. Целью оптимизации является обеспечение максималь- ной степени замкнутости ГТС по критерию η→1. В данных исследованиях фиксируется весь комплекс исходных данных, не относящихся к определению η: горно-геологиче- ские, технологические, экологические и экономические. Анализ целевой функции показателя экологической эффективности 𝜂 (1), показы- вает, что добиться ее оптимума (равенства 1) можно, изменяя долю применения систем с закладкой Азак в производственной мощности подземного рудника АГ. При этом изме- нение Азак, связанное с изменением доли систем с обрушением (Азак = 1 − Аобр), при- водит к изменению и целевой функции экономической эффективности ЧДД. Значит, су- ществуют оптимальные значения Азак и Аобр, которые соответствуют максимуму ЧДД и 𝜂 = 1. Отыскание оптимальных значений 𝜂 показано на графиках (рис. 4). – направление оптимизации Рис. 4 – Зависимость η от доли систем с закладкой при различном содержании Fe
  • 152. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 152С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Результаты оптимизации вариантов 4 и 5 ГС показали следующее: 1. При базовом содержании Fe=29 % технически возможен и экономически целесообразен полный переход на системы с закладкой. При этом показатель замкнутости ГТС улучшился в 2 раза до η=1,43, а излишки хвостов обогащения, складируемых на поверхности, минимальны. ЧДД вырос в варианте 4 на 10,7 %, в варианте 5 – на 10,2 %; при этом ЧДД по варианту 4 по сравнению с вариантом 2 больше в 3,6 раза; по сравнению с вариантом 5 – в 1,6 раза (рис. 5). Рис. 5 – Рейтинги вариантов ГС после оптимизации вариантов 4 и 5 2. Аналогичные тенденции просматриваются и при содержании Fe=43 %, когда также технически возможен и экономически целесообразен полный переход на системы с закладкой. Показатель замкнутости ГТС улучшился в 2 раза до η=1, т. е. все отходы складируются в выработанном пространстве. ЧДД вырос в варианте 4 на 8,1 %, в варианте 5 – на 8 %; при этом ЧДД по варианту 4 по сравнению с вариантом 2 больше в 2,9 раза, по сравнению с вариантом 5 – в 1,7 раза. 3. При содержании Fe=50 % оптимальная доля систем с закладкой, при которой η=1 составляет 0,8 (0,2 – системы с обрушением); дальнейшее увеличение их доли при- водит к избытку пустот, вызванному нехваткой закладочного материала. ЧДД растет в вариантах 4 и 5 на 4,5 %. При данном содержании реализация варианта 2 технически нецелесообразна. 4. При содержании Fe=60 % варианты 4 и 5 не подлежат оптимизации, поскольку η=1 при соотношении систем с закладкой и с обрушением 0,5/0,5. Таким образом, оптимальным по комплексному эколого-экономическому крите- рию признан вариант 4 ГС (во всем диапазоне содержания полезного компонента). Эф- фективность варианта 5ГС по критерию ЧДД может сравняться с вариантом 4 при уве- личении экологических платежей (приобретение земли по нормативу в зависимости от кадастровой стоимости, плата за перевод в категорию промышленного назначения, налог на землю, плата за размещение отходов на поверхности). Например, с 200 (в настоящее время) до 3000 руб./т, что весьма вероятно в ближайшем будущем. Горнотехническим фактором, снижающим преимущество варианта 4 ГС, является длина транспортирования руды от рудника до обогатительной фабрики. Так, при ее увеличении с 5 до 19 км целе- сообразен переход на подземное обогащение. Таким образом, созданные методика, алгоритм расчета и компьютерная про- грамма позволяют провести сравнительную оценку эколого-экономической эффектив- ности нескольких вариантов ГС освоения железорудных месторождений. Литература 1. Яковлев В.Л. О стратегии освоения меднорудных месторождений Урала / В.Л. Яковлев, Ю.В. Волков, О.В. Славиковский // Горный журнал. – 2003. – № 9. – С. 3 – 7. 2. CleanerProduction: офиц. текст [Электронный ресурс] – Режим доступа: http://www.unido.org/en/what-we-do/environment/resource-efficient-and-low-carbon-indus- trial-production/cp/cleaner-production.html
  • 153. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 153С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е 3. Комплексная экологоориентированная подземная геотехнология добычи и обо- гащения железных руд / И.В. Соколов, Н.В. Гобов, А.А. Смирнов, А.Н. Медведев // Эко- логия и промышленность России. - 2013. - № 6. - С. 16 - 20. 4. Пат. 2534301 Российская Федерация, МПК Е21С41/22. Способ отработки кру- топадающих рудных месторождений / И.В. Соколов, А.А. Смирнов, Н.В. Гобов, Ю.Г. Антипин; заявитель и патентообладатель ИГД УрО РАН. - № 201313306603; заявл. 16.07.2013;опубл. 27.11.2014, Бюл. № 33. 5. Систематизация и методика оценки вариантов стратегии освоения железоруд- ных месторождений с применением подземных обогатительных комплексов / И.В. Со- колов, Н.В. Гобов, Ю.Г. Антипин, А.А. Смирнов, И.В. Никитин, Ю.М. Соломеин // Гор- ный информационно-аналитический бюллетень. - 2015. - № 7. - C. 101 - 108. 6. Соломеин Ю.М. Определение места расположения подземного обогатитель- ного комплекса при освоении железорудного месторождения / Ю.М. Соломеин, И.В. Ни- китин // Проблемы недропользования [Электронный ресурс]: рецензируемое сетевое пе- риодическое научное издание / ИГД УрО РАН. - 2015. - № 3. - С. 44 - 50. – Режим доступа: // trud.igduran.ru
  • 154. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 154С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е УДК 622.778:621.928.8 DOI: 10.18454/2313-1586.2017.01.154 Прохоров Константин Валерьевич кандидат технических наук, научный сотрудник, Институт горного дела ДВО РАН, 680000, г. Хабаровск, ул. Тургенева, 51 e-mail: kostyan1986_ne@mail.ru Александрова Татьяна Николаевна доктор технических наук, доцент, заведующая кафедрой обогащения полезных ископаемых, НМСУ «Горный», 199106, Санкт-Петербург, 21-я линия В.О., 2 РАЗРАБОТКА МЕТОДОВ КОМПЛЕКСНОЙ ПЕРЕРАБОТКИ ЗОЛОШЛАКОВОГО МАТЕРИАЛА Prokhorov Konstantin V. candidate of technical sciences, researcher The Institute of Mining FEB RAS, 680000, Khabarovsk, 51, Turgenev str. e-mail: kostyan1986_ne@mail.ru. Aleksandrova Tatyana N. doctor of technical sciences, the head of mineral processing department, St. Petersburg Mining University, 199106, Russia, St Petersburg, 2, 21st Line of V.I. DEVELOPMENT OF METHODS FOR INTEGRATED ASH-SLAG MATERIAL PROCESSING Аннотация: В работе рассмотрено современное состояние проблем, связанных с переработкой золошлако- вых отходов от сжигания твердого топлива. Рассмотрены различные методы разделения техногенного материала, включающие магнит- ную сепарацию, методы кислотного выщелачи- вания, флотацию. Рассмотрены также спо- собы интенсификации выхода полезных компо- нентов при обогащении. Обоснован комплекс- ный метод переработки ЗШМ. Ключевые слова: золошлаки, магнетит, алюми- ний, магнитная сепарация, экстракция, флота- ция Abstract: The current state of the problems associated with ash-slag processing from solid fuel combustion is discussed in the paper. Various methods of waste material separation , including magnetic separa- tion, methods of acid leaching, flotation are exam- ined. Ways of intensification the output of useful components during enrichment are considered. The integrated method of ash-slag processing is grounded. Key words: ash-slags, magnetite, aluminum, mag- netic separation, extraction, flotation. Актуальность Утилизация отходов от сжигания твердого топлива является одной из актуальных проблем. Зола, ввиду огромных ее запасов, может стать источником полезных ископае- мых вторичной переработки. С химической точки зрения зола содержит почти все суще- ствующие в природе элементы, главными из которых являются кремний, алюминий, же- лезо, кальций, калий, титан, а присутствие ценных металлов (золота, металлов платино- вой группы, редкоземельных) нередко достигает величин, оптимальных для промышлен- ной отработки. Но они трудноизвлекаемы из-за своих наноразмерностей и, возможно, частичного нахождения в коллоидно-дисперсной форме в поровом пространстве золь- ного материала, что требует дополнительных операций по выделению фракций. За последние годы в Хабаровском крае образовались и накопились значительные объемы техногенных отходов. В крае размещено около 19 шлакозолоотвалов. Общий объем золошлакового материала составляет 30 млн т [1]. Использование золы и шлаков местной промышленностью незначительное и не превышает 30 – 50 тыс. т в год. Исполь- зование золы уноса осуществляется без глубокой ее переработки в качестве отсыпного материала в строительных работах и ландшафтном дизайне; наполнителя - в производ- стве строительных и конструкционных материалов. Эффективно и выгодно перерабатывать техногенный материал комплексно, с ис- пользованием всех продуктов с целью исключения перескладирования хвостов обогаще- ния материала. Однако, ввиду отсутствия системных исследований по данному вопросу
  • 155. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 155С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е и объективной сложности состава объекта, а следовательно, механизма процесса извле- чения (обогащения), предполагается дифференцированный и поэтапный подход к иссле- дованию процесса. Основная цель исследования заключается в разработке инновационных методов переработки золошлакового материала и интенсификации процессов разделения и выде- ления ценных компонентов. В связи с поставленной целью были сформулированы следующие задачи: исследо- вание состава и структуры техногенных отходов с помощью современных физико-хими- ческих методов анализа; разработка технологических методов и комбинации режимов, включающих исследования комбинированных гравитационно-магнитных и магнитно- гетерокоагуляционно-флокуляционных методов обогащения, направленных на обеспе- чение максимального извлечения ценных компонентов; исследование распределения макро- и микрокомпонентов по продуктам обогащения. Объект исследования Объектом данного исследования явился золошлаковый материал (ЗШМ) ТЭЦ Ха- баровского края. По результатам гранулометрического анализа (табл. 1) можно характе- ризовать ЗШМ как шламистый, с большим содержанием тонкой фракции. Таблица 1 Усредненный гранулометрический состав проб Класс крупности, мм Выход класса, % ТЭЦ-1 Хабаровска ТЭЦ-3 Хабаровска ТЭЦ-1 Амурска -2+1,0 2,3 − 5,08 3,98 0,025 − 19,77 7,15 0,57 − 2,82 1,86 -1,0+0,5 5,78 − 10,7 8,43 0,086 − 13,53 5,4 1,13 − 6,26 4,74 -0,5+0,02 13,73 − 17,05 15,18 1,03 − 16,28 9,94 5,37 − 14,23 11,31 -0,02+0,0071 17,69 − 40,82 27,22 36,57 − 53,73 43,09 7,43 − 44,12 25,59 -0,0071+0,0 28,75 − 60,49 45,18 15,2 − 45,13 34,41 33,91 − 85,49 56,49 Химический состав ЗШМ изучен по результатам силикатного и рентгенофлуорес- центного анализа. Содержание основных компонентов ЗШМ представлено в табл. 2. Таблица 2 Силикатный анализ исходного материала Компонент Среднее содержание, % Компонент Среднее содержание, % SiO2 58,54 Co 0,0025 Al2O3 24,13 Cu 0,0073 Fe2O3 7,89 Ni 0,0026 CaO 3,36 Zn 0,0074 MgO 1,68 Cr 0,0082 K2O 2,42 F 0,131 Na2O 0,5 Ba 1,122 TiO2 0,68 V 0,0155
  • 156. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 156С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Минеральным анализом исходных проб выявлено, что основным компонентом со- става являются: 1. Силикаты (~70 %), пылевидные частицы кварца, карбонатов, полевых шпатов, глинистых частиц. 2. Частицы несгоревшего угля. 3. Рудная минерализация представлена мельчайшими зернами (50 микрон и менее) магнетита, игольчатого гетита (лимонит), шпинели, реже пирротина, единичными зна- ками циркона, пирита, касситерита. Исследование магнитного обогащения В результате лабораторных и полупромышленных исследований, анализируя по- лученные выше диаграммы, можно предложить наиболее эффективную схему перера- ботки ЗШМ (рис. 1). Рис. 1 – Схема сепарации с предварительным измельчением исходного материала в стержневой мельнице Магнитная фракция представлена мелким классом магнетита размером 0,1 - 0,5 мм и обломками, нередко оплавленными с краев либо окатанными, а также мел- кими обломками уплощенных прожилков (0,1 – 1 мм) (рис. 2). Рис. 2 – Электронное изображение частиц ЗШМ: Сросток, основная часть которого состоит из Fe – 29,18 % с примесями Mn – 6,77, Si – 7,58, Al – 3,76, Ca – 9,91 (сп 2). И меньшей части, представленной С – 30,13 %, Fe – 17,51, Si – 11,33, а также Al, К, Са (Сп 3) Исходный материал +0,15 мм -0,15 мм Измельчение ММС м. ф. к-т 1 нм. ф Перечистка 1 м. ф. к-т 6 нм. ф Перечистка 6 м. ф. к-т 1 нм. ф 7,1 100;100 53,4 6,42; 48,91 3,83 93,58; 51,09 Классификация +0,15 мм -0,15 мм м. ф. Условные обозначения Содержание Feобщ, %; Выход фракции, %; Извлечение,%
  • 157. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 157С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Магнитные сферы – черные, темно-серые. Магнитный шлак – серый, пористый и кавернозный с включениями зерен магнетита. Для интенсификации извлечения магнитной фракции из тонкодисперсных шла- мов в составе ЗШМ были проведены исследования на материале донных отложений, ото- бранных с прудов осветления оборотной воды на золоотвале ТЭЦ-1 Хабаровска. При этом основную массу составляет материал крупностью 40 – 5 мкм (рис. 3). С помощью анализа литературных данных выявлено, что магнитная восприимчивость материала па- дает при уменьшении размера частиц материала [2, 3]. При измельчении до 40 мкм маг- нетит теряет 15 – 20 % своих магнитных свойств. Учитывая это, в процессе магнитного разделения тонкого материала было предложено введение флокулянта в пульпу перед процессом сепарации и введение центров гетерокоагуляции. Основной целью исследо- вания явилась разработка способа повышения эффективности разделения тонкодисперс- ного материала на основе гетерофлокуляции в магнитном поле. Эффективное управле- ние процессом магнитной флокуляции возможно за счет применения поверхностно-ак- тивных веществ с добавлением магнетита более крупного класса в исходную пульпу. Анализ литературных данных и поисковые эксперименты показали, что наиболее эффективным флокулянтом является полиакриламид (ПАА). Роль центров флокуляции выполнял магнетит класса крупности -0,4 + 0,2 мм. Магнитная гетерофлокуляция способствует более полному извлечению тонких ферромагнитных зерен. При совместном использовании ППА и магнетитовых частиц интенсифицируется механизм гетерофлокуляции между магнетитовыми частицами класса –0,4 + 0,2 мм и тонкодисперсными шламами. За счет связывания тонкодисперс- ных шламов молекулами ПАА, а также образования «мягких» флокул вокруг магнитных центров (рис. 3б) увеличивается скорость коагуляции. За счет возрастания напряженно- сти на дополнительных частицах магнетита происходит повышение степени магнитной восприимчивости магнитных частиц исходного материала. а) б) Рис. 3 – Магнитная фракция техногенных отходов первой серии (а), гетерофлокуляция между магнетитовыми частицами класса –0,4 + 0,2 мм и тонкодисперсными шламами (б) Использование процесса гетерофлокуляции совместно с реагентной обработкой повышает качество концентрата по содержанию железа с 39 до 47 %. Использование ПАА оказывает влияние на увеличение выхода и качество магнитной фракции. Получен- ные концентраты были проанализированы на минеральный состав. Магнитная фракция 1 серии представлена тончайшими шариками магнетита 0,05 мм – 95 %, реже полураз- рушенного пирротина и гётита. Остальная фракция состоит из разрушенных тепловым эффектом обломков породы: кварцитов, карбоната, глинистых частиц и железистых охр в виде чешуек. Магнитная фракция серии 3 по содержанию магнетита более богатая – 98 %, силикатная часть несколько сократилась, обломки кварца, легко рассыпающиеся при нажатии, находятся в конгломератах, чешуйки железестых охр скомкованы в ржавые корки размером 0,2 – 0,315 мм. Не наблюдается карбонатов и карбонатизации пород, а
  • 158. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 158С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е также не отмечается серицит. Не изменились оплавленные стекловидные матовые ша- рики кварца. Для исследования эффективности магнитного обогащения ЗШМ были проведены исследования на высокоградиентном магнитном сепараторе. Была исследована относи- тельная интенсивность магнитной силы в матрицах с различными радиусами стержней. Зависимость относительной магнитной силы от расстояния захвата представлена на рис. 4. По результатам исследования матрица с большим диаметром стержня эффектив- нее захватывает магнитные частицы, не захватывая немагнитные [4]. Данные выводы подтвердились результатами исследований. По результатам исследования извлечение в концентрат падает с увеличением диа- метра стержней матрицы за счет снижения выхода концентрата, но содержание магне- тита в концентрате растет (рис. 5). Выполненные исследования показали, что оптималь- ными параметрами обогащения тонкодисперсного материала являются диаметр стерж- ней матрицы – 6 мм, пульсация воды – 300 мин-1 и расход промывной воды 10 л/мин. Был проведен расчет эффективности магнитного разделения [5]: 𝐸 = 𝜀 𝑚−𝛾 𝑚 1− 𝛼 𝛽⁄ , %, (1) где εm – извлечение магнитной фракции в концентрат, %; γm – выход концентрата, %; α – массовая доля Fe в исходном продукте, β – массовая доля Fe в концентрате. В табл. 3 представлена сравнительная характеристика результатов магнитного обогащения на высокоградиентном сепараторе и барабанном электромагнитном сепара- торе с предварительной обработкой материала (добавлением центров коагуляции и фло- кулянта ПАА для повышения эффективности извлечения) и результатов, полученных без обработки [6]. Таблица 3 Сравнение технологических показателей магнитного обогащения Сепаратор γm, % ε, % α, % β, % Е, % Slon 100 (матрица 6 мм) 6,47 39,26 7,45 43,68 39,26 ЭБМ 32/20 (без предв. обраб.) 1,85 16,97 4,24 39,15 16,97 ЭБМ 32/20 (с предв. обраб.) 3,9 38,58 4,74 46,9 38,58 Рис. 4 – Отношение магнитной силы, действующей на магнитную фракцию матрицы с толщиной стержней 1,5, 3 и 6 мм Рис. 5 – Результаты разделения при оптимальных параметрах процесса 0 20 40 60 80 100 1,5 3 6 41,63 42,29 43,68 83,55 66,99 56,45 % Размер матрицы, мм Содержание Fe Извлечение в конц
  • 159. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 159С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Количество железосодержащих компонентов в концентрате, полученном высоко- градиентной сепарацией, незначительно уступает концентрату процесса обогащения на барабанном сепараторе с предварительной реагентной обработкой материала. Однако эффективность извлечения магнитной фракции больше, чем на барабанном сепараторе за счет более полного выделения железосодержащих компонентов. Исследование обогащения кислотным выщелачиванием Дальнейшее исследование по извлечению из ЗШМ полезных компонентов вклю- чает кислотную экстракцию алюминия. Был проведен полный факторный эксперимент по кислотной экстракции алюминийсодержащих компонентов с целью установления оп- тимальных условий процесса [7]. В результате математической обработки эксперимен- тальных данных методом наименьших квадратов и отсева статистически незначимых (при уровне значимости 0,05) данных получено следующее уравнение регрессии: ,3,09,037,01,014,054,062,006,223,7 2 2 2 3322131321 xxxxxxxxxxxy  где х1 (температура), х2 (время проведения опыта), х3 (концентрация кислоты). На рис. 6 на основании уравнения показана поверхность отклика зависимости из- влечения алюминия в раствор от концентрации кислоты в растворе и длительности про- цесса экстракции. При этом независимые переменные взяты в безразмерном масштабе. Таким образом, с помощью графического анализа получены следующие значения переменных, позволяющие получить максимальное извлечение алюминия: W(H2SO4) = 56,7 масс %; T = 120 о С;  = 3 ч. Реализация способа позволила достичь 47 – 50 % извлечения алюминийсодержащих компонентов. Был проведен кинетический анализ процесса кислотного выщелачивания алюми- нийсодержащих компонентов. Результаты исследования кинетики выщелачивания сер- ной кислотой алюминия из золошлакового материала при различных температурах пред- ставлены на рис. 7. На основе кинетической функции рассчитаны порядок реакции и энергия активации. В основу расчета порядков реакции по концентрации активных реа- гентов и энергии активации положено уравнение [8]: 1 – (1 – )1/3 = f (). (2) Кажущийся порядок реакции определяется как тангенс угла наклона прямой в ко- ординатах 1 – (1 – а)1/3 – τ (рис. 8). Средний порядок реакции – 0,0805. Для определения кажущейся энергии активации использовалась зависимость ln(К)=f(1/T) lnК = –2237/Т + const, откуда энергия активации Е = R*2237 = 18589,47 Дж/моль. Рис. 6 – Зависимость извлечения алюминия в раствор от времени извлечения и концентрации с за- фиксированным фактором темпе- ратуры на верхнем уровне
  • 160. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 160С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Полученные данные свидетельствуют о протекании процесса выщелачивания алюминия серной кислотой в переходной области (<30кДж/моль). Причиной этому мо- жет являться то, что часть оксида алюминия, входящего в состав ЗШМ, химически свя- зана с кремнеземом. Эти соединения трудно растворяются в серной кислоте и требуют дополнительной интенсификации процесса кислотного выщелачивания. Минералого-технологические исследования флотационного извлечения недожога Недожог (18,85 %) в основном представлен бурым углем, который имеет черный, темно-серый цвет [9]. Результаты флотационного извлечения недожога приведены в табл. 4. Таблица 4 Результаты флотационного извлечения недожога Продукты флотации Выход, % Углерод Au Реагенты Содержание, % Извлечение, % Содержание, г/т Извлечение, % К-т 1 2,45 38,15 31,84 0,003 1,50 Нефть, Керосин, Т-80 К-т 2 1,19 46,68 18,92 0,001 0,24 Камерный 96,36 1,5 49,24 0,01 98,26 Итого 100 2,94 100 0,49 100,00 Технологические исследования флотационного извлечения золота Спектральный анализ исходного материала показал содержание золота 0,078 г/т. В связи с этим было проведено технологическое исследование по извлечению золота, содержа- ние которого в продуктах флотации представлено в табл. 5. При электронно-микроскопическом исследовании продуктов обогащения в про- бах отмечаются микронные зерна самородного золота, сложного техногенного сплава с золотом и зерна серебра (рис. 9). Рис. 7 – Кинетика извлечения алюминия в раствор при температурах 80, 100 и 110 о С Рис. 8 – Зависимость 1 – (1 – а)1/3 =f(τ) при рас- чете кажущейся энергии активации, где а – доля извлечения алюминия
  • 161. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 161С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Таблица 5 Результаты анализов по содержанию золота в продуктах флотации Продукты Выход, % Содержание Au, г/т Извлечение Au, % К-т 1 К-т 2 1,96 8,59 К-т флот. объединенный 11,27 0,4 71,75 Хвосты 88,73 0,02 28,25 Итого 100,00 0,063 100,00 Электронное изображение Энергодисперсионный спектр Весовой состав, % O – 22.66 Mg – 0.22 Al – 2,15 Si – 2,72 K – 0.25 Ca – 0.58 Fe – 0.8 Cu – 0.78 Mo – 4.52 Ag – 2.06 Au – 63.26 Рис. 9 – Электронное изображение полученного флотационного концентрата золота, его энергодисперсионный спектр и элементный состав Выделенный концентрат направляется на дальнейшую переработку путем доводки с применением различных методов обогащения, включая способы выщелачивания и гидроме- таллургии, с получением промышленного концентрата драгметаллов. Технологические исследования по выявлению особенности распределения редкоземельных элементов (РЗЭ) и перспективы их извлечения из ЗШМ Исследования включали разделение хвостов магнитной сепарации на легкую и тяжелую фракции, с целью проследить миграцию РЗЭ и благородных металлов в про- дукты обогащения. Анализ данных показал, что распределение РЗЭ по ЗШМ различных ТЭЦ Хабаровского края сильно отличается. Однако степень концентрации РЗЭ в магнит- ную фракцию во всех случаях меньше, чем в хвосты. Была проведена работа по изучению закономерности распределения РЗЭ по фрак- циям ЗШМ. Измерялась плотность (г/см3 ) полученных фракций, в каждой из которых определен элементный состав. Уравнения регрессии каждого рассмотренного элемента представлены ниже в табл. 6. Отрицательные значения у коэффициента х показывают, что содержание эле- мента обратно пропорционально плотности материала. Однако наклон кривой регрессии в большинстве случаев незначительный. Следовательно, зависимость содержания эле- мента от плотности фракции незначительная. По результатам исследований смоделирована схема переработки ЗШМ (рис. 10). Исходный ЗШМ поступает в гидроциклон 1, в котором проходит разделение материала
  • 162. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 162С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е на фракции +0,01 мм и -0,01 + 0,0 мм. Фракция -0,01+0,0 мм направляется на извлечение магнитной фракции на высокоградиентный сепаратор 2. Фракция +0,01 мм направляется на грохот 3, где материал классифицируется по крупности -0,15 + 0,01 мм, материал крупностью +0,15 мм направляется в мельницу 4. Измельченный материал, предвари- тельно обработанный ПАА с добавлением центров флокуляции, подвергается магнитной сепарации на мокром магнитном сепараторе 5. Хвосты магнитной сепарации 2, 5 идут на флотацию сначала для извлечения угольного концентрата 6, а затем флотацию золотосо- держащего концентрата 7. Таблица 6 Уравнение регрессии распределения редких элементов по фракциям гравитационного разделения ЗШМ Элемент Уравнение регрессии Элемент Уравнение регрессии Y y = 0,781x+29,89 Be y= -0,115x+4,387 Zr y = -5,786x+155,141 Ge y = -0,544x+3,008 Eu y = -0,008x+1,378 Rb y = -21,638x + 103,339 Sr y = -213,086x+113,641 Ga y = -5,659x + 29,913 Рис. 10 – Принципиальная схема переработки ЗШМ ТЭЦ
  • 163. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 163С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Камерный продукт сгущается 8, высушивается и направляется в печь 9 для обжига материала при температуре 700 о С с целью интенсификации дальнейшей кислотной экс- тракции алюминийсодержащих компонентов. Полученный материал направляется в ре- актор 10 на первую стадию кислотной экстракции с получением растворов калия и натрия. Кек экстракции идет на вторую стадию кислотной экстракции с получением рас- твора сульфата алюминия и железа 11, а также содержащий РЗЭ. Кек второй стадии экс- тракции представляет собой инертную массу, состоящую из кремнезема. Раствор второй стадии экстракции разделяют в экстракторе 12 для отделения концентрата РЗЭ и суль- фата алюминия и железа. Смесь сульфата железа и алюминия используется как товарный продукт для получения коагулянтов. Полученный угольный концентрат в дальнейшем используется как добавка для получения угольных брикетов. Концентрат железа, содержащий также хром, никель, мо- либден, ванадий, можно использовать в качестве сырья для металлургической промыш- ленности, получая при этом сплавы с определенными свойствами. Значительные объемы магнитных микросфер используются в цементной промышленности для корректировки железного модуля клинкера. Полученный алюмосодержащий продукт можно использо- вать в качестве коагулянта для очистки воды. При комплексной переработке ЗШМ целесообразно выделять РЗЭ из экстракта кислотного выщелачивания алюминийсодержащих компонентов селективными раство- рителями (высокомолекулярные кислоты – стеариновая, олеиновая, нафтеновая, а также первичные и третичные амины). Остатком комплексной переработки ЗШМ является инертная кремнийсодержа- щая масса, пригодная для использования в строительстве. Литература 1. Государственный доклад о состоянии и об охране окружающей среды Хаба- ровского края в 2007 году / под ред. Г.Е. Почеревина. – Хабаровск: РИЦ ХГАЭП, 2008. – 180 с. 2. Кармазин В.В. Магнитная регенерация и сепарация при обогащении руд и уг- лей / В.В. Кармазин, В.И. Кармазин, В.А. Бинкевич. – М: Недра, 1968. - 196 с. 3. Кармазин В.В. Магнитные, электрические и специальные методы обогащения полезных ископаемых / В.В. Кармазин, В.И. Кармазин. - Т. I. - М.: Изд-во МГГУ, 2005. - 672 с. 4. High-gradient magnetic separation of ultrafine particles with rod matrix [Text] / L. Chen [et al.] // Mineral Processing & Extractive Metal. – 2013. – Rev. 34. – P. 340 - 347. 5. Высокоградиентная магнитная сепарация черновых ильменитовых концентра- тов / Ю. И. Азбель и др. // Обогащение руд. – 2014. – № 5. – С. 18 - 21. 6. Прохоров К.В. Исследование переработки техногенного тонкодисперсного сы- рья с использованием магнитного обогащения / К.В. Прохоров, Т.Н. Александрова // Со- временные методы технологической минералогии в процессах комплексной и глубокой переработки минерального сырья: Плаксинские чтения-2012, г. Петрозаводск, 10 – 14 сентября 2012 г. – Петрозаводск: Карельский научный центр РАН, 2012. – С. 346 - 348. 7. Адлер Ю.Н. Планирование эксперимента при поиске оптимальных условий / Ю.Н. Адлер. – М.: Наука, 1976. – 279 с. 8. Андреев Г.Г. Курс лекций по химической гетерогенной кинетике: учеб. посо- бие / Г.Г. Андреев, А.Н. Дьяченко, О.Е. Пермяков. – Томск: Изд-во ТПУ, 2008. – 120 с. 9. Вылегжанина Е.В. Интенсификация способа извлечения недожога из золошла- ковых отходов / Е.В. Вылегжанина // Молодые ученые – Хабаровскому краю: материалы XVII краевого конкурса молодых ученых и аспирантов, Хабаровск, 15 - 23 янв. 2015 г. – Хабаровск: Изд-во Тихоокеан. гос. ун-та, 2015. – С. 150 – 153.
  • 164. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е ТЕОРИЯ МАШИН И МЕХАНИЗМОВ
  • 165. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 165С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е УДК 621.85.01 DOI: 10.18454/2313-1586.2017.01.165 Лубенец Николай Алексеевич кандидат технических наук, доцент кафедры транспортные системы и технологии, Національний гірничий університет, Украина, 49000, г. Днепропетровск, пр. Карла Маркса, 19 e-mail:lubenets_tatyana@ukr.net Лубенец Татьяна Николаевна аспирант кафедры транспортные системы и технологии, Національний гірничий університет e-mail:lubenets_tatyana@ukr.net ОБЩИЙ ЗАКОН О ТРЕНИИ ТЕЛ В РЕАЛИЗАЦИИ СИЛЫ ТЯГИ ТРАНСПОРТНЫМИ МАШИНАМИ С ГИБКИМ ТЯГОВЫМ ОРГАНОМ Lubenets Nick A. candidate of technical sciences, associate professor, Transport systems and technologies department, National Mining University, the Ukraine, 49000, Dnepropetrovsk, 19 Karl Marx, st. е-mail: lubenets_tatyana@ukr.net. Lubenetz Tatyana N. post-graduate student оf Transport systems and technologies department National Mining University е-mail: lubenetz_tatyana@ukr.net GENERAL LAW ON FRICTION IN REALIZATION THRUST FORCE BY TRANSPORT MACHINES WITH FLEXIBLE THRUST ELEMENT Аннотация: Установлено, что скольжение гибкого тела по неподвижному блоку в обобщенном виде пред- ставляется общепризнанными факторами тре- ния твердых тел: суммарной силой трения, ее молекулярной составляющей и нормальной реак- цией между телами, которые линейно связаны между собой с помощью коэффициента трения. Ключевые слова: трение, гибкое тело, натяже- ние, сила трения, нормальная реакция, коэффи- циент трения Abstract: It is determined that the flexible body sliding on fixed block is represented in a generalized form by friction solids factors that is by total friction force, its molecular component and normal reaction be- tween the bodies that are linearly linked together via friction coefficient. Key words: friction, flexible body, tension, the fric- tion force, normal reaction, the coefficient of fric- tion Общие законы, открытие которых является задачей науки, лежат в основе разви- тия нашей цивилизации. Законы дают представление о явлениях окружающего мира. Они обусловливают уровень образования специалистов и качество научных исследова- ний, способствуют развитию техники, созданию и эксплуатации машин, совершенство- ванию технологии производства и повышению его эффективности. В настоящее время на горных предприятиях для транспортирования основных и вспомогательных грузов широкое применение нашли стационарные машины с гибким тяговым органом. К указанным машинам относятся ленточные конвейеры, шахтные напочвенные дороги и некоторые подъемные машины, подвесные дороги и др. Проектирование и эффективная эксплуатация указанных машин невозможна без определения их тяговой способности и обоснования режимов эксплуатации. Рациональ- ные режимы эксплуатации машин способствуют экономии электроэнергии, повышению ресурса работы гибких тяговых органов, уменьшению себестоимости транспортирова- ния, увеличению производительностии безопасности их работы. Тяговая способность машин реализуется трением гибкого тягового органа о при- водной блок за счет его прижатия под действием усилий натяжения. Тяговые расчеты машин осуществляются с запасом по одному из усилий натяжения гибкого тягового ор- гана на приводном блоке в соответствии с действующим законом трения гибких тел – уравнением Эйлера 1775 г. [1 – 3]. При этом не учитывается другое усилие натяжения гибкого тягового органа на приводном блоке, от которого в совокупности с первым, как известно, зависит нормаль- ная реакция между телами, а следовательно, и тяговое усилие машины.
  • 166. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 166С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Упомянутое уравнение Эйлера и его вывод, ставшие классическими, нашли все- общее признание во всем мире и до настоящего времени используются в образовании, научных исследованиях, в машиностроении и при эксплуатации транспортных машин. Однако, ввиду действовавших в период выводов уравнения Эйлера представлений о тре- нии тел и сохранении механической энергии, оно является приближенным [2, 4, 5]. В том числе оно не отвечает общепризнанным представлениям философов и ученых относи- тельно трения тел, которые сложились на протяжении столетий (работы Аристотеля, ав- торов законов трения тел Леонардо да Винчи, Амонтона, самого Эйлера и Кулона, под- твержденные исследователями) [6]. Следовательно, возникает сомнение относительно правильности представлений о трении гибких тел и методик определения тяговой способности машин, действующих в настоящее время. Указанное свидетельствует о недостаточном уровне знаний (в том числе получаемых в учебных заведениях) в области трения гибких тел, что приводит к ошибкам и неточностям в научных исследованиях и при проектировании транспортных машин, негативно сказывается на эффективности и безопасности эксплуатации машин и имеет большое научное и практическое значение. Поэтому авторы статьи в рамках консервативной механической системы осуще- ствили новый вывод результатов решения классической задачи Эйлера о скольжении гибкого тела по неподвижному блоку с учетом современных знаний о трении тел и со- хранении механической энергии в замкнутой механической системе [4, 5]. Целью статьи является обоснование правильности нового уравнения трения гиб- ких тел и условий реализации заданного тягового усилия трением гибкого тела по блоку. В первую очередь отметим некоторые закономерности, присущие общим зако- нам. Исследователи уже давно заметили проявление в окружающем мире подобия, за- ключающегося в похожести некоторых законов, описывающих взаимодействие влияю- щих факторов в различных явлениях, что свидетельствует об общности принципов явле- ний и их правильности. Например, описание взаимодействия в электромагнитном и в гравитационном полях и, как следствие, создание общей теории поля А. Эйнштейна. Следовательно, подобие и подавно должно проявляться в одной области знаний, напри- мер, при трении тел. Рассмотрим особенности трения тел по плоской и цилиндрической поверхности и попытаемся установить их общие элементы. Явление трения чрезвычайно сложное. Человечество начало сталкиваться с осо- бенностями трения тел на заре истории материального производства задолго до понима- ния его законов. Еще великий философ Аристотель (384 – 322 г. до н. э.) указывал, что трение тел есть сопротивление среды относительному перемещению (рис. 1). Рис. 1 – Расчетная схема скольжения твердых тел: Q – нормальная составляющая силы прижатия тел; N – нормальная реакция между телами, обусловленная контролируемым весом и силой прижатия; F – сила трения между телами; P – сила, приложенная к телу, равная силе трения F и поддерживающая равномерное движение одного тела относительно другого
  • 167. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 167С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Сопротивление, которое возникает при трении, Аристотель считал зависящим от веса тела – нормальной составляющей силы прижатия или нормальной реакции между телами, обусловленной этой силой. Дадим более общую форму записи указанной функ- ции, не зависящей от условий относительного пространственного действия сил Q и P и угла наклона поверхности трения: ),(NFF  где F – сила трения между телами; N – нормальная реакция между телами; F(N) – зави- симость силы трения от нормальной реакции между телами. За нормальную реакцию между телами принята сила, действующая на механиче- скую систему со стороны другого тела по нормали к линии (поверхности) контакта при трении, без учета межмолекулярного взаимодействия, как принято при толковании (ана- литическом и графическом) господствующего закона трения тел Кулона [6]. В первых работах о трении тел Леонардо да Винчи (1452 – 1519) указывал на пря- мую пропорциональность сопротивления движению тел нормальной силе прижатия между телами или нормальной реакции, обусловленной силой прижатия: ,fNF  где f – коэффициент пропорциональности между силами. Коэффициент пропорциональности между этими силами – коэффициент трения f, равный отношению силы трения к нормальной реакции между телами. Исследования Леонардо да Винчи опередили работы его современников и отчасти поэтому были за- быты. Позже, независимо от этого, первый закон трения был вновь «открыт» француз- ским ученым Г. Амонтоном через 180 лет в 1699 г. Действующий закон трения гибких тел – уравнение трения гибких тел Эйлера, выведенное им в 1775 г. при решении задачи о скольжении гибкого тела (невесомой, нерастяжимой и абсолютно гибкой нити) по неподвижному блоку [2, 3] (рис. 2). Рис. 2 – Расчетная схема: S1, S2 – большая и меньшая силы, приложенные к концам гибкого тела (натяжения в сбегающей и набегающей на блок ветвях гибкого тела) при скольжении; r – радиус блока; φ – угол обхвата блока гибким телом Согласно уравнению Эйлера, при скольжении по неподвижному блоку гибкое тело под действием приложенных к его концам сил скользит в направлении большей силы, которая возникает между телами, а отношение большей силы к меньшей равно , 2 1   f e S S где S1, S2 – большая и меньшая силы, приложенные к концам гибкого тела (натяжения в сбегающей и набегающей на блок ветвях гибкого тела) при скольжении; f – коэффи- циент трения скольжения между гибким телом и блоком; φ – угол обхвата блока гиб- ким телом; efφ – тяговый фактор.
  • 168. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 168С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Уравнение трения гибких тел получено в результате решения системы дифферен- циальных уравнений равновесия элементарного участка гибкого тела при скольжении по неподвижному блоку. Система уравнений включает два уравнения равновесия сил и за- кон трения тел Амонтона, включающий силу трения и нормальную реакцию между те- лами, которые в том числе связаны между собой посредством коэффициента трения [2, 3]:           , ;0 ;0 fdNdF dFdS i Px SdadN i Py где Рyі – силы, действующие на элементарный участок гибкого тела dl в направлении действия нормальной реакции; Pхi – силы, действующие на элементарный участок гиб- кого тела dl по касательной; dN – нормальная реакция между элементарным участком гибкого тела и блоком; S – натяжение гибкого тела в заданном сечении; da – элементар- ный угол обхвата блока, соответствующий элементарному участку гибкого тела длиной dl; dF – сила трения между элементарным участком гибкого тела dl и блоком. Попытаемся представить уравнение Эйлера с помощью силы трения и нормаль- ной реакции между телами. Сначала дадим пояснение понятия «нормальная реакция между гибким телом и блоком при скольжении». Сила прижатия гибкого тела к блоку вдоль линии контакта при скольжении обусловлена усилиями натяжения гибкого тела, и будет неодинаковой (рис. 2). Самая большая удельная сила нормального прижатия гибкого тела к блоку наблюдается в точке а и по линии контакта монотонно уменьшается к наименьшему зна- чению в точке б. При этом удельные силы направлены к блоку по нормали в каждой точке линии контакта. Удельные нормальные реакции вдоль линии контакта тел будут такими же, но направлены в противоположную сторону – от блока. Суммарная нормаль- ная реакция между телами равна суммарной силе прижатия гибкого тела к блоку и опре- деляется удельными нормальными реакциями по линии контакта тел. Теперь рассмотрим второе уравнение в системе дифференциальных уравнений равновесия: .dSdF  Таким образом, суммарная сила трения между телами равна разности усилий, приложенных к концам гибкого тела:   1 20 S S F dSdF ,21 SSF  где F– суммарная сила трения между гибким телом и блоком. Следовательно, уравнение Эйлера можно обобщить и представить с помощью силы трения между телами: )1(22221   eSSeSSSF или ).1()1( 12   ffff eSeeSFe Каждое из указанных выражений не содержит другого усилия натяжения гибкого тела на блоке, от которого в совокупности с первым усилием натяжения, как известно, зависит нормальная реакция между телами. Однако на практике в соответствии с этими выражениями ведут расчет тяговой способности машин по формулам [1]:
  • 169. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 169С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е ; )1( T0 min2   f e kF S . )1( T0 min1     f f e ekF S где S2min – меньшая минимальная сила, приложенная к одному из концов гибкого тела при скольжении; S1min – большая минимальная сила, приложенная к другому из концов гибкого тела при скольжении; F0 – реализуемое тяговое усилие машины при сцеплении; kТ – коэффициент запаса тяговой способности машины (например, для ленточных кон- вейеров и шахтных напочвенных дорог коэффициент запаса составляет от 1,2 до 1,4 (от 20 до 40 % запаса), а для шахтных подъемных машин – 2,3 (130 % запаса)). То есть обобщенное уравнение Эйлера включает силу трения, но не содержит нор- мальной реакции между телами. Вместе с тем при выводе уравнения Эйлера оба пара- метра были включены в уравнения системы дифференциальных уравнений равновесия элементарного участка гибкого тела при скольжении. В 1779 г., после выводов Эйлера, французский физик Кулон установил новый закон трения, который господствует до настоящего времени. Он обнаружил, что коэффициент трения зависит от материала и шероховатости тел, длительности контакта и скорости скольжения. Несколько позже было установлено, что величина силы трения возрастает с увеличением скорости, а коэффициент трения убывает с увеличением усилия прижатия (реакции) между телами [6]. Аналитически зависимость силы трения от нормальной реакции между телами (с достаточной для практики точностью посредством коэффициента трения) показывает, что они связаны между собой линейной, но не прямо пропорциональной, как полагали Леонардо да Винчи и Амонтон, а двухпараметрической зависимостью:  tg0 NFF где F0 – сила трения между телами, когда нормальная реакция между телами равна нулю (один из параметров трения тел Кулона); tgβ – коэффициент пропорциональности между силой трения и нормальной реакцией между телами (второй из параметров трения тел Кулона); β – угол наклона зависимости между силой трения и нормальной реакцией. Анализ действовавших и действующих законов трения тел по плоскости показал, что они содержат одни и те же параметры трения тел – общепризнанные факторы трения тел, а именно силу трения и нормальную реакцию между телами, которые линейно свя- заны между собой посредством коэффициента пропорциональности (коэффициента тре- ния или параметров трения тел Кулона F0 и tgβ). Следовательно, реализуемая на плоскости сила тяги между конкретными телами регулируется величиной нормальной реакции между телами, что используется в само- ходных транспортных машинах, например рельсовых локомотивах, автомобилях и др. Однако уравнение Эйлера выходит за пределы общего характера законов трения плоских тел. В обобщенном виде уравнение Эйлера не содержит общепризнанного фак- тора трения – нормальной реакции между телами, а также не подтверждает линейной связи с силой трения. Вместе с тем понимание природы трения гибких тел, сложившееся у специали- стов, отвечает господствующему представлению о трении тел. Считается, что сила тре- ния между гибким телом и блоком, как отмечалось ранее, возникает в результате его прижатия к блоку под действием усилий натяжения гибкого тела [2, 3]. Однако в расче- тах тяговой способности машин указанное суждение не используется. Несмотря на несоответствие между уравнением Эйлера и данными практики, раз- личие между ним и действующими представлениями о трении плоских тел до недавнего времени считалось самым совершенным [2]. Авторами получено новое уравнение трения для идеального гибкого тела [4, 5]:
  • 170. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 170С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е . 2 tg 21 c21         SS FSS  С учетом центробежных сил , 2 2 tg 2 21 c21           qvSS βFSS где q – линейная масса гибкого тела; v – скорость движения гибкого тела. Представим полученное уравнение в обобщенном виде с использованием обще- признанных факторов трения тел: силы трения и нормальной реакции между телами. Известно, что сила трения между телами равна разности усилий, приложенных к гибкому телу. Кроме того, из уравнения системы дифференциальных уравнений равно- весия гибкого тела SdadN  и daqvSdN )( 2  , учитывающего центробежную силу гибкого тела, определим нормальную реакцию между телами:    0 )( 0 daS N dN        0 , 2 21) 2 21( SS daSa SS N где S(а) – зависимость натяжения гибкого тела вдоль линии контакта с блоком [4, 5]. С учетом центробежных сил    0 2 0 ))(( daqvaSdN N . 2 2 )( 0 2 212 2 21         qvSS daqvSa SS N Отсюда в обобщенном виде уравнение трения гибких тел с использованием пара- метров трения Кулона будет таким: .tg 2 tg c 21 c NF SS FF          С учетом центробежных сил .tg 2 2 tg c 2 21 c NF qvSS FF             Обобщенное уравнение трения гибких тел с использованием коэффициента тре- ния , 2 tg 21c               SS ffNN N F F  где        tgc N F f С учетом центробежных сил . 2 2 tg 2 21c                 qvSS ffNN N F F  При этом двухпараметрическая линейная зависимость силы трения от нормаль- ной реакции между телами (новое уравнение гибких тел) формально-искусственно пере- водится в пропорциональную, как в случае трения плоских тел. В этом случае коэффи- циент трения является не постоянной величиной, а переменной. Он обратно пропорцио- нален нормальной реакции между телами, что отвечает практике. Следовательно, новые уравнения трения гибких тел в обобщенном виде, выра- женные с использованием традиционных и общепризнанных влияющих факторов (силы
  • 171. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 171С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е трения и нормальной реакции между телами), совпадают с господствующим в настоящее время законом трения тел Кулона. Это указывает на общий характер закона трения тел Кулона, который распространяется на все тела, включая гибкие. Таким образом, условием реализации заданного тягового усилия трением гибкого тела по блоку также является достаточная нормальная реакция между телами, как в слу- чае реализации тягового усилия на плоскости: f FSS N 021 2 )(     и f FqvSS N 0 2 21 2 )2(     (с учетом центробежных сил). Или соответствующее суммарное усилие натяжения гибкого тела на приводном блоке:  N SS 2 )( 21  и 2 21 2 2 )( qv N SS   (с учетом центробежных сил), где f F N 0  . Указанные условия отвечают общим представлениям о трении плоских тел, явля- ются логичными, очевидными и понятными. Экспериментальное подтверждение правильности нового уравнения трения гиб- ких тел осуществляли на испытательном стенде путем определения фрикционных харак- теристик конвейерной ленты различными методами. В проведенном эксперименте срав- нивались оценки коэффициента трения конвейерной ленты с блоком и с телом, изготов- ленным из материала блока конвейера с заданной чистотой поверхности, а также силы трения и нормальной реакции между телами при скольжении по блоку. Определение фрикционных свойств осуществляли в соответствии с законом Амонтона, уравнением Эйлера и новым уравнением трения гибких тел. Испытательный стенд представлял собой короткий конвейер без роликоопор, кон- цевой блок которого затормаживается [4, 5]. Силу трения между конвейерной лентой и телом в соответствии с законом Амон- тона измеряли динамометром. При испытании тело было расположено на конвейерной ленте, охватывающей концевой блок, и балансировало в горизонтальной плоскости. В качестве тела использовался запасной отклоняющий блок. Условия испытаний: суммарное усилие натяжения конвейерной ленты (S1+ S2) – 3303 Н; угол обхвата барабана конвейерной лентой (φ) – 3,14 рад; скорость движения конвейерной ленты (v) – 1 м/с; масса тела (запасного отклоняющего блока) составляла 13,17 кг. В табл. 1 приведены оценки фрикционных характеристик конвейерной ленты при скольжении, определенных различными методами. Анализ экспериментальных данных показал, что коэффициент трения конвейер- ной ленты по новому уравнению трения гибких тел близок к показателю, определенному в соответствии с законом трения тел Амонтона (разница показателей составляет меньше 3 %), что указывает на их правильность. Коэффициент трения конвейерной ленты по блоку впервые определяли прямым методом как отношение силы трения к нормальной реакции между телами. Этот коэффициент был принят в качестве действительного зна- чения показателя. И наоборот, экспериментальные данные свидетельствуют о значительном отли- чии фрикционных характеристик конвейерной ленты, установленных согласно уравне- нию Эйлера, от действительных. Значение косвенного показателя коэффициента трения
  • 172. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 172С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е конвейерной ленты на 14 и 17 % выше по сравнению с показателем согласно новому уравнению трения (действительным значением) и закону трения тел Амонтона, соответ- ственно. Таблица 1 Оценки фрикционных характеристик конвейерной ленты, определенных различными методами № Условия испытаний Фрикционные характеристики конвейерной ленты Скоростьдвиженияленты,v,м/с СилынатяжениялентыS1/S2,Н Массателаm,кг ДействительнаясилатренияFд, Н Уравнение Эйлера Новое уравнение трения Закон Амон- тона НормальнаяреакцияN, Н СилатренияF,Н Коэффициенттренияf НормальнаяреакцияN, Н СилатренияF,Н Коэффициенттренияf Коэффициенттренияf 1 1,0 2590/ 713 - 1877 - 1511 0,411 5186 1877 0,362 - 2 1,0 1651/ 1651 13,17 46,70 - - - - - - 0,352 Примечание. Испытание № 1 – определение фрикционных характеристик конвейерной ленты и блока. Испытание № 2 – определение коэффициента трения конвейерной ленты и тела. Значительное отличие косвенного коэффициента трения конвейерной ленты, определенного в соответствии с уравнением Эйлера, от действительного указывает на методическую ошибку, обусловленную приближенностью уравнения. Сила трения, возникающая между гибким телом и блоком, рассчитанная в соот- ветствии с новым уравнением трения, практически совпадает с ее действительным зна- чением. Она на 20 % выше силы трения, определенной в соответствии с уравнением Эй- лера, что свидетельствует об ошибочности действующего условия реализации заданного тягового усилия трением по блоку, используемого в тяговых расчетах машин. Кроме того, по новому решению задачи Эйлера нормальная реакция между лен- той и блоком составляет 5186 Н. В соответствии с выводами Эйлера нормальную реак- цию между телами прямым методом определить невозможно. Следовательно, результаты эксперимента согласуются с накопленными данными практики [2]. Выводы Таким образом, теоретически и экспериментально подтверждена правильность нового решения задачи Эйлера о скольжении гибкого тела по неподвижному блоку. Новое уравнение трения гибких тел впервые восстанавливает общепризнанное представление о прямом влиянии на силу трения нормальной реакции между телами, а также подтверждает их линейную связь между собой. Указанное свидетельствует, что действующий закона трения тел Кулона является общим, он распространяется на все тела, включая гибкие. Поэтому условием реализации заданного тягового усилия трением гибкого тела по блоку является достаточная нормальная реакция между телами при тре- нии тел по плоскости (что реализуется в самоходных машинах) или достаточное суммар- ное усилие предварительного натяжения гибкого тела на блоке.
  • 173. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 173С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Новые знания расширяют наши представления о трении гибких тел, способствуют повышению уровня образования и прогрессу в научных исследованиях, обусловливают обоснование рациональных режимов эксплуатации существующих машин, создание но- вых машин и повышение их эффективности и безопасности. Литература 1. РТМ 24.093.04-80. Основные требования к проектированию ленточных конвей- еров общего назначения. – М.: ЦНИИТЭИтяжмаш, 1982. – 141 с. 2. Андреев А.В. Передача трением / А.В. Андреев. – М.: Машгиз, 1978. – 176 с. 3. Тарг С.М. Краткий курс теоретической механики: учеб. для вузов / С.М. Тарг. – 12-е изд. – М.: Высшая школа, 1998. – 416 с. 4. Лубенец Н.А. Новое решение задачи Эйлера о скольжении гибкого тела по неподвижному блоку / Н.А. Лубенец // Науковий вісник НГУ–Д. - 2014. –№ 3. – С. 45 - 53. 5 Лубенец Н.А. Влияние центробежных сил при трении гибких тел по барабану / Н.А. Лубенец, Т.Н. Лубенец // Проблемы недропользования [Электронный ресурс]: ре- цензируемое сетевое периодическое научное издание / ИГД УрО РАН. – 2014. –- № 2. – С. 102 -109. – Режим доступа: //trud.igduran.ru 6. Колчин Н.И. Механика машин. Т2. Кинетостатика и динамика машин. Трение в машинах / Н.И. Колчин - Л.: Машиностроение, 1972. - 456 с.
  • 174. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е ТЕХНИКА БЕЗОПАСНОСТИ
  • 175. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 175С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е УДК 622.271.332:624.131 DOI: 10.18454/2313-1586.2017.01.175 Мелихов Михаил Владимирович кандидат технических наук, научный сотрудник, Горный институт КНЦ РАН, 184209 г. Апатиты, Мурманская обл., ул. Ферсмана, 24 e-mail: mmelikhov@inbox.ru Мелихов Дмитрий Владимирович генеральный директор, ООО «Научно-производственная компания «ГеоПолимер»», 199106, г. Санкт-Петербург, ул. 22 линия В.О., д .3, корп.1, лит. М e-mail: info@geopolymer.spb.ru ОПЫТ ЗАЩИТЫ ЛЮДЕЙ ПРИ ПРОВЕДЕНИИ ИНЖЕНЕРНЫХ ИЗЫСКАНИЙ НА КАРЬЕРНЫХ УСТУПАХ Melikhov Mike V. candidate of technical sciences, researcher, The Mining Institute of Kola Scientific Center RAS, 184209, Murmansk Region, Apatite, 24 Fersman st. е-mail: mmelikhov@inbox.ru Melikhov Dmitry V. Director General, Research and production company JSC GeoPolimer, 199106, St. Petersburg, 22nd Line of V.I., 3, building 1 M е-mail: info@geopolymer.spb.ru EXPERIENCE OF PEOPLE PROTECTION CARRYING OUT ENGINEERING SURVEY ON PIT BENCHES Аннотация: Приведены общие сведения об условиях эксплуа- тации карьера «Железный» АО «Ковдорский ГОК»; проанализировано влияние климатиче- ских и гидрогеологических факторов на устой- чивость уступов карьера; приведена информа- ция о деформации уступа, проявившейся на труднодоступном участке карьера вблизи транспортной бермы; описан опыт по защите людей от падающих камней путем монтажа сетчатой крепи для проведения инженерных изысканий по изучению зоны деформации уступа; показаны результаты георадарного об- следования зоны деформации уступа. Ключевые слова: деформация уступа, падение камней, защита людей от камней, временная крепь, противокамнепадная сетка, промышлен- ный альпинизм, инженерные изыскания Abstract: General information on service conditions of the"Iron" pit by JSC Kovdorsky GOK is given; the influence of climatic and hydro-geological factors on pit benches stability are analyzed; the infor- mation on bench deformation shown in a remote site of a pit near a transport berm is cited. The practice of people protection from rock fall by mesh support arrangement for carrying out engineering survey on studying the bench deformation zone is described. The results of geo-radar inspection of a bench de- formation zone are shown. Key words: bench deformation, rock fall, people protection from rock fall, preliminary support, rock net, industrial mountaineering, engineering surveys Карьер «Железный» АО «Ковдорский ГОК» разрабатывает комплексное место- рождение магнетит-апатит-бадделеитовых руд открытым способом. Их добыча ведется методом циклично-поточной технологии. Проектная глубина карьера при устойчивых углах наклона бортов 31÷60º составляет 810 м (фактическая –450 м). На его текущем контуре отстраиваются сдвоенные 24-метровые уступы с откосами до 75º, а на конечном – сдвоенные 30-метровые уступы с вертикальными откосами. Постановка уступов в ко- нечное положение производится по щадящей технологии с применением контурного взрывания и скважин уменьшенного диаметра в сочетании с низкоэнергетическими ти- пами взрывчатых веществ. На карьере ведется мониторинг состояния его уступов и бор- тов и выхода подземных вод на их поверхности (АО «Гипроруда», 2011). Район месторождения характеризуется умеренно-континентальным климатом. По данным метеостанции «Ковдор» переход от отрицательных температур к положи- тельным происходит в конце апреля – начале марта, от положительных к отрицательным – в начале октября (рис. 1 а). Продолжительность периода снеготаяния достигает 40 дней. В течение зимы возможны аномальные оттепели. В год выпадает 533 – 630 мм осадков (30 % в виде снега, остальные в виде дождя). Большая часть осадков выпадает в
  • 176. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 176С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е июле (71 мм). Снежный покров устанавливается в октябре. Наибольшая глубина промер- зания почвы составляет 1,16 – 1,2 м [1]. Рис. 1 – Климатические (а) [1] и гидрогеологические (б) особенности эксплуатации карьера АО «Ковдорский ГОК» (по данным АО «МГРЭ») Обводненность карьера (рис. 1 б) обусловлена фильтрацией вмещающих пород через четвертичные отложения, зоны дезинтеграции, верхней трещиноватости зоны скальных пород со стороны водообильных зон речных долин, акватории близлежащего озера Ковдоро и хвостохранилища по водопроводящим зонам тектонических разломов. В бортах карьера, преимущественно на верхних уступах, постоянно идет высачивание подземных вод. Степень перехвата подземных вод действующей системой осушения ка- рьера отличается заметной стабильностью: ее значения за длительный период измени- лись от 45 до 62 % (АО «Гипроруда», 2011). Климатические и гидрогеологические условия, в которых эксплуатируется карьер «Железный» АО «Ковдорский ГОК», способствуют ухудшению устойчивости его усту- пов и бортов до критического состояния. Их влияние обусловлено тем, что в период от- тепели в системах трещин породного массива происходят циклично повторяющиеся про- цессы смерзания-оттаивания воды, которые приводят к подвижке отдельных блоков гор- ных пород относительно друг друга и, как следствие, к разупрочнению породного мас- сива на локальных участках карьера [2, 3]. Эти процессы нередко протекают с интенсив- ным выпадением кусков породы из откосов уступов, что может представлять опасность для людей и карьерной техники [4, 5]. При обильном водонасыщении систем трещин на критичные смещения блоков горных пород указывают значения модуля Юнга и коэффи- циента Пуассона, которые, по мнению экспертов АО «МГРЭ», существенно изменяются: первый показатель снижается, а второй – повышается до предельных значений. Как пра- вило, крупные по масштабу деформации бортов, сопровождающиеся обрушением группы уступов, происходят на карьере именно в период обильного водонасыщения си- стем трещин (в июне – сентябре). Один из последних случаев опасного смещения блоков пород под воздействием вышеприведенных факторов произошел в апреле 2015 г. на гор. +40 ÷ +70 м южного борта карьера вблизи транспортной бермы (рис. 2). По данным службы мониторинга устойчивости уступов (СМУУ) АО «Ковдорский ГОК» деформация уступа проявилась в виде образования закола горных пород и его частичного обрушения в средней части. Она отнесена к разряду плоскостных, и ее предполагаемые размеры составили следую- щие значения: по фронту 15 м, по глубине 1,5 – 2 м, по высоте 20 м, по объему около 500 м³. Горные породы на данном участке представлены ийолитами и карбонатитами с низкой и средней трещиноватостью, пронизанными жилами и прожилками карбонати- тов. Постановка уступа осуществлялась с применением технологии предварительного щелеобразования, и деформация проявилась после шести месяцев его стояния. Фактиче- ские параметры уступа после его частичного обрушения не изменились: высота 30 м,
  • 177. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 177С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е угол откоса 75º и ширина бермы (предохранительной) 10 м. Причиной деформации уступа явилось наличие в приконтурном массиве, в зоне воздействия взрыва, плоскости ослабления, неблагоприятно ориентированной в сторону рабочего пространства, а также высокая обводненность горных пород. Согласно «Правилам безопасности при ведении горных работ и переработке твер- дых полезных ископаемых» (приказ № 599 Федеральной службы по экологическому, технологическому и атомному надзору от 11.12.2013 г.) на АО «Ковдорский ГОК» изна- чально принято решение об ограничении движения карьерной техники по транспортной берме гор. +40 м и ликвидации образовавшегося закола. Рис. 2 – Проявление деформации уступа на карьере «Железный» АО «Ковдорский ГОК» вблизи транспортной бермы гор. +40 ÷ +70 м: а – фото деформации уступа; б – схема по профилю борта В ликвидации закола принимали участие специалисты ООО «НПК «ГеоПоли- мер»» и Горного института КНЦ РАН по запатентованной ими технологии посредством промышленного альпинизма. При этом проведены мероприятия по доставке людей, ин- струментов и материалов, а также по обеспечению безопасности работ. Первое связано с отсутствием доступа спецтехники к месту производства работ, а второе – с риском про- извольного обрушения закола при нахождении на нем людей, а также с интенсивным выпадением камней из откосов вышележащих уступов и наличием крупных обломков горной породы, неустойчиво лежащих на бермах гор. +94 и +118 м. Доставка людей, инструментов и материалов на гор. +70 м осуществлялась с по- мощью строительного крана, размещенного на транспортной берме гор. +40 м вне зоны деформации, а также с транспортной бермы гор. +118 м методами промышленного аль- пинизма. Безопасность людей при риске обрушения закола обеспечивалась с помощью альпинистского снаряжения и страховки, а от падающих камней – с помощью временной крепи. Опираясь на законы механики движения тела для конкретных условий, установ- лено, что камень массой всего 0,23 кг, свободно падающий с 24-метрового уступа на го- лову человека, защищенную строительной каской (при среднем росте человека в каске 1,8 м), способен причинить вред его здоровью. Однако при визуальном осмотре берм и откосов (рис. 3) выявлено, что самые крупные скальные обломки имеют массу около 840 кг (объем 0,294 м³). В свободном падении такие куски породы способны развивать ско- рость 21,7 м/с, а кинетическая энергия их движения составит 198 кДж, что значительно превышает защитную способность строительной каски, которая составляет всего 50 Дж [6]. а) б)
  • 178. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 178С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Рис. 3 – Состояние предохранительной бермы гор.+70 м до начала производства работ Для защиты людей от падающих камней с гор. +118 до +70 м сооружена времен- ная крепь на основе сетчатой завесы с конструкцией улавливающего типа (рис. 4). По завершению работ проектом предусматривался ее демонтаж. Предварительно произво- дилась ручная оборка откосов и зачистка берм от представляющих опасность обломков горных пород. Несущими элементами сетчатой завесы служили набивные анкеры (31 шт.) из стальной арматуры периодического профиля А3 класса А500С (СТО АСЧМ 7-93, ТУ 14-5254-2006) диаметром 32 мм и длиной 1,5 м, которые устанавливались на транс- портной берме гор. +118 м. Кроме того, они использовались в качестве станций для аль- пинистской страховки. Допустимое сдвигающее усилие каждого элемента принималось 232 кН. Между собой анкеры соединялись б/у швеллерами 18П (У) (ГОСТ 8240-97) из стали 09Г2С, а места их сопряжений приваривались ручной сваркой. Рис. 4 – Использование временной крепи на основе сетчатой завесы с конструкцией улавливающего типа на карьере АО «Ковдорский ГОК» (ООО «НПК «ГеоПолимер»» и Горный институт КНЦ РАН) В качестве покровного материала выбрана шестиугольная металлическая сетка двойного кручения 8х10-3,0-03-2500 (ТУ 14-178-351-98), предназначенная для защиты
  • 179. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 179С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е крутых склонов от камнепадов. В рассматриваемых условиях разрывного усилия одной ячейки, равного 53 кН, достаточно для того, чтобы выдержать динамический удар о сетку куска породы массой 684 кг (0,238 м³) при кинетической энергии его движения 161 кДж. Возникающие при этом сила удара скального обломка о сетку и растягивающее усилие в проволоке составят 52 и 40,8 кН, соответственно. Стоит отметить, что сетку двойного кручения можно использовать в качестве вре- менной или постоянной крепи в виде самостоятельного элемента конструкции или до- полнительного в других сооружениях. Однако, несмотря на приемлемую улавливающую способность данной сетки, ее применение целесообразно только для защиты от неболь- ших камней или при условии, что перед ее монтажом производится оборка откосов от крупных обломков горных пород. Обусловлено это тем, что при взаимодействии сетки двойного кручения с камнем нагрузка приходится на локальную точку и в силу ее кон- струкции не перераспределяется по всей площади. В результате это приводит к повре- ждению проволоки в точке удара, вследствие чего сетка не способна многократно вы- держивать максимальную нагрузку. Поэтому при падении крупных кусков породы целе- сообразно использовать другие противокамнепадные сооружения, более предрасполо- женные к упругим нагрузкам. В настоящее время в этом направлении предпочтение от- дается кольчужным сеткам с улавливающей способностью от 100 до 8500 кДж. После организации мер безопасности осуществлено взрывание закола наклад- ными зарядами. В качестве ВВ использовался тротил, а места его закладки располагались на берме гор. +70 м. Однако это не привело к принудительному обрушению закола, и впоследствии на горном предприятии приняли решение о проведении инженерных изыс- каний для детального изучения его параметров. После контрольного осмотра состояния откосов и берм, а также противокамне- падной сетки Д.А. Максимовым, А.Ю. Демахиным и др. под руководством А.И. Калаш- ника (ГоИ КНЦ РАН) при непосредственном участии сотрудников ООО «НПК «ГеоПо- лимер»» выполнено георадарное обследование зоны деформации уступа. Данный метод дает возможность при определенных условиях (у метода есть ограничения), не прибегая к бурению скважин, оперативно получить информацию о наличии и параметрах струк- турных неоднородностей [7, 8]. Обследование проводилось измерительными приборами RAMAC GPR и ЛОЗА-1В по профилям (рис. 5): продольным на берме (профили № 1 и 2); поперечным на берме (профили № 3) и поперечным на откосе уступа (профили № 4). Рис. 5 – Схема профилирования участка (вид в плане) (А.И. Калашник, Д.А. Максимов, А.Ю. Демахини др., ГоИ КНЦ РАН, 2015)
  • 180. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 180С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е Рис. 6 – Радарограмма по результатам георадарного обследования: а, б, в и г – по профилю № 1, 2, 3 и 4, соответственно (А.И. Калашник, Д.А. Максимов, А.Ю. Демахини др., ГоИ КНЦ РАН, 2015) По результатам георадарного зондирования бермы и откоса построены радаро- граммы (рис. 6), на основе которых интерпретирована верхняя граница закола с глубиной залегания от 5 до 6,5 м. В пределах границ трассы по профилям № 1 – 3 (рис. 6 а – в) не выявлены признаки сужения закола и сделано заключение о его расширении вглубь мас- сива. При этом выделение структурных неоднородностей по результатам профилирова- ния откоса № 4 оказалось невозможным из-за большого количества помех на радаро- граммах (рис. 6 г), обусловленных сложностями соблюдения методик проведения геора- диолокационного обследования. Для более детальной интерпретации результатов исследований ООО «НПК «Гео- Полимер»» и Горным институтом КНЦ РАН предложено доизучение зоны деформации уступа геологическими и геомеханическими методами, а для обеспечения безопасности перемещений карьерной техники по транспортной берме гор. +40 м – организация не- прерывного мониторинга ее состояния. Выводы и рекомендации Приведенный опыт ООО «НПК «ГеоПолимер»» и Горного института КНЦ РАН показал возможность проведения инженерных изысканий на труднодоступных участках карьера в сложных условиях посредством промышленного альпинизма с соблюдением требований безопасности при организации работ. По результатам выполненных исследований сделаны следующие основные вы- воды и рекомендации:
  • 181. ПРОБЛЕМЫ НЕДРОПОЛЬЗОВАНИЯ №1, 2017 г. 181С е т е в о е п е р и о д и ч е с к о е н а у ч н о е и з д а н и е - при проведении инженерных изысканий в зоне риска падения камней на людей необходимо обеспечить их безопасность, что может достигаться с помощью монтажа временной крепи на основе сетчатых завес с конструкцией улавливающего типа; - применение сеток двойного кручения целесообразно только для защиты людей от небольших камней. При интенсивном осыпании уступов, сопровождаемом выпаде- нием крупных обломков горных пород, использование кольчужных сеток предпочти- тельнее сеток двойного кручения; - перед монтажом противокамнепадных сеток рекомендуется производить оборку откосов и очистку берм, что значительно снизит количество и объемы потенциально па- дающих кусков породы, и, следовательно, ударную нагрузку на защитное сооружение; - при обследовании крупных заколов существует риск их произвольного обруше- ния вместе с находящимися рядом людьми, поэтому безопасность людей в этом случае рекомендуется обеспечивать с помощью альпинистского снаряжения и страховки, несу- щие элементы которой следует устанавливать на вышележащем уступе (берме); - георадарное зондирование откоса не позволяет четко выделить структурную не- однородность вследствие невозможности соблюдения методик проведения исследова- ний. Георадарное обследование участка развития деформации уступа рекомендуется до- полнять геофизическими или геологическими методами для проверки и получения более достоверной информации; - при организации мероприятий по обследованию и ликвидации крупных заколов необходимо вести непрерывный мониторинг их состояния, а при выявлении прогресси- рующих во времени смещений горных пород работы следует остановить, а людей и тех- нику вывести из опасной зоны. Литература 1. Климат-Ковдор // Электронные библиотеки [Электронный ресурс] – Режим до- ступа: URL: http://ru.climate-data.org/location/30585/ 2. Решетняк С.П. Обеспечение безопасности карьерного технологического обо- рудования при риске деформаций уступов, поставленных на предельный контур / С.П. Решетняк, М.В. Мелихов // Глубокие карьеры: сборник докладов Всероссийской научно-технической конференции с международным участием. – Апатиты; СПб., 2012. – С. 424 - 428. 3. Фокин В.А. Проектирование и производство буровзрывных работ при поста- новке уступов в конечное положение на предельном контуре глубоких карьеров / В.А. Фокин. – Апатиты: Изд-во КНЦ РАН, 2003. – 231 с. 4. Мелихов М.В. Защита технологических участков карьера от негативных по- следствий процесса деформации породного массива / М.В. Мелихов // Информационные технологии сбалансированного природопользования поддержки: сборник трудов VI научно-практической конференции (школы-семинара) молодых ученых. – Апатиты: КНЦ, 2011. – С. 67 - 71. 5. Мелихов М.В. Обоснование конструкции и технологии формирования проект- ных бортов рудных карьеров с использованием анкерно-тросово-сетчатых завес: дис. ... канд. техн. наук / М.В. Мелихов. – Апатиты, 2014. – 141 c. 6. ГОСТ Система стандартов безопасности труда. Строительство. Каски строи- тельные. Введ. 1985-01-01. - М.: ИПК Изд-во стандартов, 2006. - 7 с. 7. Калашник А.И. Георадарное исследование геолого-структурного строения ра- бочего уступа карьера / А.И. Калашник, А.Ю. Дьяков // Изв. вузов. Горный журнал. – 2015. – № 6. – С. 73 - 78. 8. Исследования георадарами структуры и текущего состояния горных пород, слагающих уступы основного карьера Ковдорского ГОКа / А.И. Калашник, Д.В. Запоро- жец, А.Ю. Дьяков, С.В. Казачков, В.А. Сохарев // Горный журнал. – 2014. – № 4. – С. 60 - 64.