Ocena stateczności pochylni C-106÷107 w kopalni
„Lubin” w aspekcie rozcięcia otaczającej je calizny
na filary wielkogabarytowe
Maciej BODLAK1), Dawid GRADECKI1), Jerzy GRZESIŃSKI2), Michał LIPNIARSKI1)
1)
KGHM CUPRUM sp. z o.o. – Centrum Badawczo-Rozwojowe, Wrocław, e-mail: m.bodlak@cuprum.wroc.pl
2)
KGHM Polska Miedź S.A. Oddział Zakłady Górnicze „Lubin”, Lubin
Streszczenie
W artykule przedstawiono koncepcję prowadzenia robót rozcinkowych, wydzielających filary wielkogabarytowe w caliźnie, znajdującej się w strefie ochronnej wiązki pochylni C-106÷107, między zatrzymanym frontem eksploatacyjnym w polu LU-XIII/4 a wiązką pochylni C-106÷107 w kopalni Lubin. Ponadto, publikacja zawiera zwięzłą analizę uwarunkowań geologiczno-górniczych, mających wpływ na poziom zagrożeń naturalnych oraz wyniki symulacji zacho-wania się górotworu wokół ww. wyrobisk, z wykorzystaniem modelozacho-wania numerycznego, metodą elementów skończonych (MES).
Słowa kluczowe: kopalnia Lubin, filary wielkogabarytowe, modelowanie numeryczne
Evaluation stability of drifts C-106÷107 in the "Lubin" mine
in the aspect of cutting the surrounding rockmass
into large-size pillars
AbstractThe article presents the concept of cutting works conducting, separating large-size pillars in the rockmass, located in the protection zone of drifts C-106÷107, between the stopped ex-ploitation front in the LU-XIII / 4 field and protected drifts C-106÷107 in the Lubin mine. In addition, the publication contains a concise analysis of geological and mining conditions having influence on level of natural hazards and the results of simulation of rock mass be-havior around the mining workings, using numerical modeling by Finite Element Method (FEM).
Key words: "Lubin" mine, large-size pillars, numerical modeling
Wstęp
Rejon pochylni C-106107 udostępniony został Szybami Głównymi kopalni Lubin (szyb L-I i szyb L-II), wiązką pochylni EW-IIV oraz chodnikiem oponowym i wodno-taśmowym (rys. 1). Wiązka pochylni C-106107 wykonana była w latach 1982-1984.
Wyrobiska te aktualnie pełnią funkcję wentylacyjno-transportową dla pól eksploata-cyjnych zlokalizowanych w północno-wschodniej części obszaru górniczego Lubin-Małomice. Ze względu na zakres planowanej, długoterminowej eksploatacji w anali-zowanym rejonie ważne jest zapewnienie wieloletniego utrzymania stateczności pochylni C-106107.
Dla analizowanej wiązki pochylni ustanowiono strefę ochronną o szerokości oko-ło 320-350 m. Od lutego 2015 r. roboty wybierkowe, w bezpośrednim sąsiedztwie strefy ochronnej, prowadzono wyłącznie w polu LU-XIII/4. Zgodnie z pierwotnym projektem eksploatacji, w polu LU-XIII/4 zakładano na granicy strefy ochronnej płynne przejście z robót wybierkowych do wydzielania filarów wielkogabarytowych (rys. 1). W trakcie dotychczasowej eksploatacji w przedmiotowym rejonie pola występowały wstrząsy, którym towarzyszyły skutki w wyrobiskach górniczych (odprężenia). Po-nadto, analiza uwarunkowań górniczych wskazywała na możliwość utrzymywania się wysokiej aktywności sejsmicznej górotworu, w tym występowania zjawisk wyso-koenergetycznych ze skutkami w wyrobiskach, w przypadku kontynuacji regularnych robót wybierkowych w polu LU-XIII/4 na dotychczasowym kierunku. W związku z powyższym oraz z uwagi na zbliżanie się frontu eksploatacyjnego do pochylni C-106107, w grudniu 2016 r. służby kopalni podjęły decyzję o wstrzymaniu postępu robót górniczych (rozcinkowych i likwidacyjnych) w polu LU-XIII/4, do czasu uzyska-nia wyników ekspertyz, zleconych rzeczoznawcom ds. ruchu zakładu górniczego.
Rys. 1. Lokalizacja strefy ochronnej pochylni C-106÷107 [13] Szyby L-I, L-II
Zasadniczym celem zleconej pracy było przedstawienie propozycji rozcięcia cali-zny strefy ochronnej na filary wielkogabarytowe, z zapewnieniem wieloletniego funk-cjonowania chronionej wiązki pochylni, oraz weryfikacja numeryczna przyjętej geo-metrii filarów zlokalizowanych między zatrzymanym frontem eksploatacyjnym w polu LU-XIII/4 a wiązką pochylni C-106÷107. Propozycję zweryfikowano na podstawie wyników analizy geomechanicznej, wykonanej metodą elementów skończonych (MES).
1. Uwarunkowania geologiczno-górnicze
W analizowanym rejonie złoże zbudowane jest z łupków ilastych, ilasto-dolomitycznych i ilasto-dolomitycznych, cienkowarstwowanych, barwy czarnej o miąższo-ści od 0,1 m do 0,6 m, średnio 0,4 m oraz piaskowców kwarcowych, drobnoziarni-stych o barwie białawej, jasnoszarej i zróżnicowanej miąższości bilansowej od 1,2 m do 4,0 m, średnio 2,9 m. Profil litologiczny masywu skalnego pola LU-XIII/4 przed-stawiono na rys. 2. Średnia miąższość złoża w polu LU-XIII/4 wynosi 3,5 m. W pół-nocnym obszarze złoża występują strefy płonnego piaskowca, w których złoże nie spełnia kryteriów bilansowości [13].
Powyżej miedzionośnych łupków dolomitycznychzalegacechsztyńskaseria węgla-nowa. W polu LU-XIII/4 miąższość uławiconych dolomitów i wapieni waha się od 60,0 m do 70,0 m. Bezpośrednio nad stropem złoża zalegają wapienie dolomitycz-ne, dolomity, anhydryty ciemnoszare, pstry piaskowiec, iły i piaski. Skały węglanowe mają barwę szarą lub szaropopielatą. Charakteryzują się one znaczącą twardością i budową ławicową ze średnio wykształconą podzielnością. Ponadto w serii tej wy-stępują liczne spękania zabliźnione gipsem i kalcytem. Sporadycznie zaobserwowa-no szwy stylolitowe. Miąższość ławic waha się od 0,1 m do 0,6 m. Na ich kontaktach występują wkładki ilaste, gipsowe i kalcytowe o grubości do 1 cm. Anhydryty ciem-noszare stanowią serie skał twardych, zwięzłych drobnokrystalicznych z wkładkami ilastymi, miejscami spękanych o miąższości średnio 140,0 m. Utwory triasu (pstry piaskowiec) zostały wykształcone jako piaski drobnoziarniste, średniozwięzłe o le-piszczu ilastym i miąższości 210,0 m. Natomiast utwory trzeciorzędu, tj. iły i piaski z wkładkami węgla brunatnego, osiągają miąższości do około 230,0 m. Bezpośred-nio nad piaskami i iłami zalegają czwartorzędowe piaski, żwiry oraz gliny o miąższo-ści około 50,0 m [13].
W spągu, poniżej serii złożowej, zalega piaskowiec kwarcowy o miąższości średnio 10,0 m, drobno- i średnioziarnisty, jasnoszary i białawy o spoiwie ilastym i węglanowo-ilastym w stropie, zwięzły oraz piaskowce czerwonego spągowca. Są to drobnoziarniste piaskowce, kwarcowe, barwy czerwonej o spoiwie ilastym i ilasto-żelazistym, kruche, słabo zwięzłe o miąższości około 300,0 m. Generalnie złoże zalega na głębokości od 578,0 m p.p.m. do 635,0 m p.p.m., warstwy złożowe zapa-dają w kierunku północnym. Upad warstw wynosi około 2-6o.
W rejonie planowanych robót rozcinkowych nie stwierdzono uskoków, jedynie pomiędzy pochylniami C-106 a C-107 występuje jeden uskok o zrzucie do 2,0 m i kierunku równoległym do przedmiotowych pochylni. Gęsta sieć spękań występuje głównie w dolomitach o kierunkach NNW/SSE i NE/SW. Strop spękany jest nierów-nomiernie, występują strefy intensywniej spękane oraz strefy o nielicznych spęka-niach. Całość górotworu w omawianym rejonie nie wykazuje silnego zaangażowania tektonicznego [13].
Rys. 2. Profil litologiczny złoża w rejonie pola LU-XIII/4 w ZG „Lubin” [13]
Rejon pochylni C-106107 zlokalizowany jest w północno-wschodniej części OG „Lubin-Małomice”, około 3 km na wschód od szybów L-I i L-II. Eksploatacja zło-ża rud miedzi w rejonie pochylni C-106÷107 prowadzona jest od lat 70. XX wieku. W tym czasie wybierano złoże w obrębie pól:
II/1,2,3 i 4, zlokalizowanych na południowy zachód od przedmiotowych po-chylni, w pobliżu wiązek pochylni C-4 ÷ C-5 i EW-I ÷ EW-IV; roboty eksploa-tacyjne prowadzono w latach 1977-1986,
II/10, zlokalizowanego przy południowej i południowo-wschodniej granicy strefy ochronnej pochylni C-106÷107, eksploatowanego w latach 1997-1999,
XIII/2, zlokalizowanego na północny zachód od przedmiotowych pochylni, wybieranego w latach 2009-2014,
XIII/4, zlokalizowanego po północnej stronie pochylni C-106÷107, eksploat-owanego od roku 2014 do dziś.
Pole eksploatacyjne LU-XIII/4 zlokalizowane jest na głębokości od 728 m p.p.t do 785 m p.p.t. Sąsiedztwo pola stanowią od strony wschodniej zroby pola XIII/2, od strony północnej calizna oraz niezlikwidowana część pola XIII/1. Od strony zachod-niej calizna częściowo rozcięta jest na filary wielkogabarytowe chodnikami: „opono-wym”, „wodno-taśmowym” oraz wiązką C-2092÷C-2102, natomiast od strony połu-dniowej wiązką pochylni C-104÷C-110a. Roboty eksploatacyjne w polu prowadzone były na zasadach systemu eksploatacji komorowo-filarowego z ugięciem stropu (J-UG). Wycinano filary technologiczne o podstawowych wymiarach 7 m x 15 m, sytuowane dłuższą krawędzią równolegle do kierunku postępu rozcinki. Otwarcie przestrzeni roboczej wynosiło od 3 do 8 rzędów filarów technologicznych oraz dłu-gość wcinki wyprzedzającej. Minimalna powierzchnia pozostawianych filarów reszt-kowych wynosiła 24 m2. Strop i ociosy wyrobisk eksploatacyjnych zabezpieczane były obudową kotwową wklejaną lub rozprężną o długości żerdzi 1,8 m, zabudowy-waną w siatce kotwienia 1,5 m x 1,5 m.
Sumaryczna ilość wydatkowanej energii, w trakcie prowadzonej eksploatacji w przedmiotowym polu, wyniosła 5,76x108 J. Odnotowano łącznie 771 wstrząsów o energiach E1,0x103 J. Ponad 74% z tej populacji wstrząsów było zjawiskami słabymi, w klasie E3 oraz E4 J. W tym czasie zarejestrowano 200 wstrząsów o energii E≥1,0x105 J, w tym 42 wstrząsy w klasie E6 J i 20 wstrząsów o energii E≥1,0x107 J. Spośród wstrząsów o energii E≥1,0E3 J, 193 zostało sprowokowanych robotami strzałowymi, co stanowi 25% ogólnej populacji wstrząsów o tej energii. Liczba i energie zaistniałych wstrząsów w polu LU-XIII/4 zostały przedstawione w formie wykresów na rys. 3 i 4.
Rys. 3. Rozkład energetyczny w polu LU-XIII/4 w okresie od 03.2013 r. do 12.2016 r. [7]
E3 E4 E5 E6 E7 liczba 376 195 138 42 20 0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500 lic zb a [-]
ZG Lubin; Rozkład energetyczny wstrząsów w polu LU-XIII/4, Okres: od 03.2013 do 01.2017 roku
Rys. 4. Aktywność sejsmiczna w polu LU-XIII/4 w okresie od 03.2013 r. do 12.2016 r. [7] Na przełomie lat 2014-2015, wraz z rozpoczęciem robót likwidacyjnych, znaczą-co wzrosła aktywność sejsmiczna. Na szczególną uwagę zasługuje fakt, że w polu LU-XIII/4, w trakcie ostatnich 18 miesięcy prowadzenia robót wybierkowych, wystą-piło 11 odprężeń. Ich skutki najczęściej obejmowały obsypanie i urobienie ociosów wyrobisk na froncie rozcinkowym. W kilku przypadkach stwierdzono również wypię-trzenie skał spągowych.
Mając na uwadze powyższe względy oraz zbliżanie się frontem robót rozcinko-wych do strefy ochronnej pochylni C-106÷C-107, Kopalniany Zespół ds. Tąpań i Zawałów zalecił, m.in. wykonanie koncepcji rozcięcia calizny w ww. strefie przez rzeczoznawcę ds. ruchu zakładu górniczego. Pod koniec listopada 2016 r., po wy-stąpieniu kolejnego wstrząsu górotworu skutkującego odprężeniem, podjęto decyzję o wstrzymaniu robót rozcinkowych w polu LU-XIII/4 do czasu wykonania zleconych przez zarząd kopalni ekspertyz. Pierwotnie w projekcie prowadzenia robót eksploat-acyjnych w polu LU-XIII/4, wraz ze zbliżaniem się do granicy strefy ochronnej po-chylni C-106÷107, zakładano wykonanie płynnego przejścia z robót eksploatacyj-nych do robót rozcinkowych w strefie ochronnej. Roboty rozcinkowe, prowadzone w kierunku prostopadłym do osi chronionych wyrobisk, miały polegać na wycinaniu z calizny filarów wielkogabarytowych o wymiarach 24 x 24 m, pracujących w stanie sprężystym. Jednakże z uwagi na pogorszenie się warunków stropowych i postępu-jącą konwergencję wyrobisk w przestrzeni roboczej zatrzymanego frontu eksploata-cyjnego, realizacja robót w opisanej formie była niemożliwa.
2. Koncepcja robót rozcinkowych w strefie ochronnej wyrobisk korytarzowych
Szczególnie trudne uwarunkowania górniczo-geologiczne wymagały, aby dobór wielkości i kształtu wycinanych filarów wielkogabarytowych był uzasadniony wyni-kami, uzyskanymi z przeprowadzonych analiz uwarunkowań górniczo-geologicznych, geomechanicznych oraz obliczeń empirycznych i numerycznych. Wstępne obliczenia empiryczne wykazały, że zaproponowane w pierwotnym projek-cie filary wielkogabarytowe, o wymiarach 24,0 m x 24,0 m, zostały dobrane z za-chowaniem zapasu bezpieczeństwa i powinny spełniać swoją funkcję przez dzie-siątki lat.
2013 2014 2015 2016
liczba 0 61 289 421
energia 850 3,28E+07 2,39E+08 3,05E+08
1,00E+00 1,00E+01 1,00E+02 1,00E+03 1,00E+04 1,00E+05 1,00E+06 1,00E+07 1,00E+08 1,00E+09 0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 e n e rg ia [ J] lic zb a [-]
ZG Lubin; Aktywność sejsmiczna górotworu E>=1.0 E3 J w polu LU-XIII/4, Okres: od 03.2013 do 01.2017 roku
Wstępne obliczenia polegały na wyznaczeniu współczynnika bezpieczeństwa filara SF (1), będącego ilorazem podporności filara oraz obciążenia pionowego dzia-łającego na ten filar, wyrażonych w jednostce [MPa] [11]. Wskazane wartości obli-czono, bazując na powszechnie znanych i akceptowalnych formułach.
= [−] (1)
gdzie:
– podporność filara [MPa],
– ciśnienie pionowe, oddziaływujące na filar [MPa].
Obciążenie filara o kwadratowym przekroju poprzecznym zostało wyznaczone przy założeniu, że działa na niego ciężar skał nadległych (2), tj. „teorii powierzchni przynależnej” [11].
= ∙ ∙( + ) [ ] (2)
gdzie:
H – głębokość posadowienia [m p.p.t.],
– ciężar objętościowy skał nadległych [MN/m3],
w –szerokość filara [m], d – szerokość komory [m].
W celu obliczenia podporności filara wielkogabarytowego wykorzystano formuły „efektu wielkości” (SEF) (3) i „efektu liniowego kształtu” (LSEF) (4). Wśród nich można wymienić formułę zaproponowaną przez Salamona i Munro (SEF) [8] oraz Bieniawskiego (LSEF) [1].
=
ℎ [ ]
(3) gdzie:
k – współczynnik wytrzymałości calizny, identyczny z wytrzymałością próbki
sze-ściennej o długości boku 0,3 m [MPa],
w –szerokość filara [m], h – wysokość filara [m],
α, β – bezwymiarowe stałe empiryczne, wyznaczane przez inżynierów dla
konkret-nych warunków górniczo-geologiczkonkret-nych [-].
= +
ℎ [ ]
(4) gdzie:
– bezgraniczna wartość wytrzymałości na ściskanie próbki skalnej [MPa],
w –szerokość filara [m], h – wysokość filara [m],
Na potrzeby przeprowadzenia wstępnego obliczenia podporności filarów wartość wytrzymałości na jednoosiowe ściskanie próbek skalnych , ujętych w formule (LSEF), zastąpiono wartością wytrzymałości globalnej górotworu na ściskanie .
Analogiczny zabieg przeprowadzono w przypadku formuły (SEF), zastępując współczynnik wytrzymałości calizny k. Do wyznaczenia globalnej wytrzymałości górotworu na ściskanie wykorzystano klasyfikacje i kryterium wytrzymałościowe Hoeka Browna [2-5], za pomocą programu komputerowego RocLab [12].
W ramach weryfikacji wstępnych obliczeń, zmierzono powierzchnie istniejących już filarów wielkogabarytowych we wskazanym rejonie. 28% populacji wszystkich filarów miało powierzchnie podobną, tj. ±100 m2. Filary te, o zbliżonej budowie i analogicznej głębokości posadowienia, od dziesiątek lat zachowały stateczność. Pozostała część filarów miała powierzchnię większą, lecz wynikało to z ich znacznie większej długości, a jak powszechnie wiadomo, długość filarów ma podrzędne zna-czenie w aspekcie ich podporności. Projektując wymiary filarów wielkogabaryto-wych, uwzględniano również aspekty technologiczno-organizacyjne. Zarówno kształt, jak i wymiary filarów powinny umożliwiać pozyskanie zasobów złoża na eta-pie likwidacji filara oporowego pochylni C-106÷107, po zakończeniu eksploatacji w analizowanym rejonie kopalni. Ostatnia kwestia koresponduje z ogólną zasadą, mającą zastosowanie w kopalniach KGHM Polska Miedź S.A., odnośnie do prowa-dzenia racjonalnej gospodarki zasobami złoża rud miedzi.
Reasumując, wyniki przeprowadzonych obliczeń i obserwacji oraz bogate do-świadczenia kopalni Lubin z prowadzeniem robót rozcinkowych w strefach ochron-nych wyrobisk korytarzowych [6, 9], pozwoliły na opracowanie koncepcji prowadze-nia robót rozcinkowych w wskazanym fragmencie złoża. Jeden z rekomendowanych przez rzeczoznawcę wariantów robót rozcinkowych w strefie ochronnej przedsta-wiono na rys. 5. Z uwagi na pogarszające się warunki stropowe w strefie roboczej pola, koniecznym było zaproponowanie prowadzenia robót rozcinkowych od strony wyrobisk otaczających. W koncepcji, z uwagi na wysokie ryzyko wystąpienia wstrzą-su niosącego skutki w wyrobiskach, nie zalecano wznowienia robót eksploatacyj-nych w polu LU-XIII/4 na dotychczasowych zasadach, tj. w kierunku chronioeksploatacyj-nych pochylni. Natomiast roboty rozcinkowe zaproponowane w opisywanej koncepcji polegają na wycięciu w złożu filarów wielkogabarytowych o przekroju poprzecznym w kształcie kwadratu o długości boku podstawy 24,0 m, a więc analogicznym jak w pierwotnym projekcie kopalni. Ponadto, w przedstawionym wariancie rozpatrzono możliwość dodatkowego rozcięcia dwóch rzędów filarów, w taki sposób by były skie-rowane dłuższą osią prostopadle do chronionych wyrobisk. Zabieg ten powinien zapewnić łagodniejsze ugięcie warstw stropowych pomiędzy strefą upodatnioną a calizną strefy ochronnej. Ponadto, uwzględnienie w robotach górniczych dodatko-wej rozcinki filarów wielkogabarytowych w sąsiedztwie zatrzymanego frontu eks-ploatacyjnego, pozwoli na uzyskanie możliwie wyrównanej krawędzi strefy upodat-nionej, co powinno mieć pozytywny wpływ na rozkład naprężeń w rejonie, w trakcie prowadzenia eksploatacji zamykającej.
Rys. 5. Wstępny wariant koncepcji rozcięcia calizny w rejonie pochylni C-106÷107 [7]
Należy podkreślić, że wariant robót, przedstawiony na rys. 5 nie odnosi się do poziomu zagrożenia sejsmicznego, jaki może towarzyszyć podczas drążenia wyro-bisk, w bezpośrednim sąsiedztwie zatrzymanego frontu eksploatacyjnego pola LU-XIII/4. Mając na uwadze wysokie ryzyko wystąpienia wstrząsu górotworu, niosącego skutki w wyrobiskach górniczych, podjęto decyzję o ograniczeniu zakresu rozcięcia analizowanej calizny wyłącznie do wydzielenia pięciu rzędów filarów wielkogabary-towych.
W konsekwencji pozostawione zostaną dwie resztki złożowe, w obu częściach pola LU-XIII/4, upodatnione wcinkami w caliznę od strony wycinanych rzędów fila-rów. Wariant wytypowany jako optymalny w analizowanych uwarunkowaniach geo-logiczno-górniczych przedstawiono na rys. 6. Opisana modyfikacja zmniejszy wskaźnik sczerpania złoża z strefie ochronnej pochylni. Z drugiej strony uznano, że powinna znacząco przełożyć się na poprawę stanu bezpieczeństwa w aspekcie zagrożenia sejsmicznego i zawałowego, podczas drążenia w niej wyrobisk.
Rys. 6. Wariant koncepcji rozcięcia calizny w rejonie pochylni C-106÷107, wytypowany do wykorzystania przy opracowaniu projektu technicznego drążenia wyrobisk górniczych [7]
3. Weryfikacja przyjętej geometrii filarów wielkogabarytowych za pomocą analizy numerycznej MES oraz ocena wpływu przyjętej
koncepcji prowadzenia robót rozcinkowych na stateczność chronionych wyrobisk korytarzowych
Poprawne określenie stateczności filarów międzykomorowych na podstawie formuł wymienionych we wcześniejszym rozdziale niniejszego artykułu, nie jest oczywiste i nie może być głównym narzędziem wspomagającym projektowanie. Nie uwzględ-niają one szeregu czynników, mogących mieć decydujące znaczenie dla stateczno-ści filarów, szczególnie w skomplikowanych uwarunkowaniach geologiczno-górniczych. Uwzględnienie wszystkich czynników, m.in. wpływu dodatkowych ci-śnień eksploatacyjnych, zaburzeń tektonicznych, kształtu i orientacji filarów wzglę-dem frontu robót górniczych i stosunku wielkości filarów do wyeksploatowanej prze-strzeni, w prostych obliczeniach nie jest możliwe, dlatego konieczne było wykorzy-stanie w analizach geomechanicznych bardziej zaawansowanych narzędzi. W celu weryfikacji przyjętej geometrii rozcinki wykonano modelowanie numeryczne metodą elementów skończonych (MES) [10]. Ponadto, przeprowadzenie analizy numerycz-nej zachowania się górotworu wokół wyrobisk górniczych powinno pozwolić na za-obserwowanie wpływu (lub jego brak), projektowanej rozcinki na stateczność chro-nionych pochylni.
Parametry fizykomechaniczne górotworu użyte w modelu zostały wyznaczone za pomocą klasyfikacji i kryterium wytrzymałościowego Hoeka-Browna [2-5], przy wy-korzystaniu oprogramowani Roclab [12]. W ten sposób wyznaczono kohezję, moduł Younga, kąt tarcia wewnętrznego i wytrzymałość na rozciąganie, a więc wszystkie parametry niezbędne do wykorzystania kryterium wytrzymałościowego Coulomba- -Mohra i Hoeka-Browna [5].
Obliczenia numeryczne wykonano w oprogramowaniu Phase2. Symulację prze-prowadzono w trójosiowym stanie naprężenia i płaskim stanie odkształcenia.
Wyni-kiem obliczeń numerycznych było uzyskanie rozkładu naprężeń głównych, piono-wych i poziomych, oraz obszaru elementów, które uległy uplastycznieniu. Obliczenia przeprowadzono przy założeniu ośrodka izotropowego i jednorodnego, co było po-dyktowane wybraną metodologią badawczą. Do opisu ośrodka skalnego przyjęto model sprężysto-plastyczny dla stropowych warstw węglanowych oraz model sprę-żysty dla piaskowcowych warstw spągowych.
Dla uchwycenia wpływu zmian naprężeń wskutek prowadzenia eksploatacji, na skrzydłach tarczy modelu, uwzględniono zroby o długości 200 m: likwidacja wybra-nej przestrzeni o wysokości 3,5 m za pomocą ugięcia stropu na filarach resztko-wych. Parametry materiału imitującego zroby dobrano na podstawie wcześniejszych symulacji numerycznych, w której założono, że przemieszczenia pionowe skał nad-kładu nad zrobami nie przekraczają 65%. W obliczeniach przyjęto tarczę o wymia-rach 996 m x 400 m. Górną krawędź tarczy obciążono ciśnieniem, wynikającym z ciężaru skał nadległych. Na krawędziach bocznych zastosowano podpory nieprze-suwne w kierunku poziomym, natomiast na krawędzi dolnej nieprzenieprze-suwne w kierun-ku pionowym. Na rys. 7 zamieszczono przebieg linii przekrojowej, względem której opracowano geometrię tarczy.
Rys. 7. Linia przekrojowa, względem której wykonano model geometryczny analizowanego rejonu [10]
Dla zidentyfikowania wpływu projektowanych robót rozcinkowych na stateczność chronionych pochylni, obliczenia numeryczne przeprowadzono w kilku etapach. W pierwszym etapie zasymulowano pierwotny stan naprężenia, panujący w góro-tworze. W kolejnej iteracji, w tarczy modelu pojawiły się chronione pochylnie, nato-miast w kroku trzecim uwzględniono zroby. W finalnym kroku obliczeniowym w tar-czy modelu pojawiły się wyrobiska projektowanej rozcinki.
Na rys. 8-11 zamieszczono wyniki modelowania numerycznego, w postaci roz-kładu naprężeń głównych, pionowych oraz zasięgu strefy uplastycznionej. Z przed-stawionych poniżej rozkładów wynika, że dobrany w koncepcji filar wielkogabarytowy,
o długości boku podstawy 24 m jest stateczny. Na rozkładach nie rozpoznano kon-centracji naprężeń, natomiast strefa uplastyczniona, oznaczona kolorem czerwo-nym, obejmuję około 25% całości filara i ma szerokość do 3,0 m.
Rys. 8. Prognoza rozkładu naprężeń głównych σ1 wokół filarów o wymiarach 24,0 m x 24,0 m,
po wykonaniu zakresu planowanej rozcinki [10]
Rys. 9. Prognoza rozkładu naprężeń głównych σ3 wokół filarów o wymiarach 24,0 m x 24,0 m,
po wykonaniu zakresu planowanej rozcinki [10]
Rys. 10. Prognoza rozkładu naprężeń pionowych σyy wokół filarów o wymiarach
Rys. 11. Prognoza rozkładu stref uplastycznionych wokół filarów o wymiarach 24,0 m x 24,0 m, po wykonaniu zakresu planowanej rozcinki [10]
Na rys. 12-15 zamieszczono wyniki trzeciego etapu obliczeń (przed wykonaniem projektowanej rozcinki) oraz wyniki finalnego kroku obliczeniowego (po wykonaniu projektowanej rozcinki). Wyniki przedstawiono w postaci rozkładu naprężeń głów-nych σ1 oraz zasięgu strefy odprężonej wokół chronionych pochylni. Z porównania
przedstawionych poniżej rozkładów wynika, że zaproponowana w koncepcji rozcin-ka nie wpływa znacząco na stateczność przedmiotowych pochylni. Przedstawienie takiej tezy było możliwe z uwagi na brak zauważalnej różnicy pomiędzy krokiem obliczeniowym odwzorowującym warunki przed i po wykonaniu projektowanej roz-cinki.
Rys. 12. Prognoza rozkładu naprężeń głównych σ1 wokół pochylni C-106÷107, przed
Rys. 13. Prognoza rozkładu naprężeń głównych σ1 wokół pochylni C-106÷107, po wykonaniu
projektowanej rozcinki [10]
Rys. 14. Prognoza rozkładu strefy uplastycznionej wokół pochylni C-106÷107, przed wykona-niem projektowanej rozcinki [10]
Rys. 15. Prognoza rozkładu strefy uplastycznionej wokół pochylni C-106÷107, po wykonaniu projektowanej rozcinki [10]
Opisany w artykule wariant koncepcji (rys. 6) stał się podstawą do opracowania projektu technicznego drążenia wyrobisk górniczych w analizowanej strefie ochron-nej. Wyniki poczynionych badań i obserwacji zachowania się górotworu podczas prowadzenia ww. robót rozcinkowych, wskazują na adekwatny do lokalnych warun-ków geologiczno-górniczych dobór filarów wielkogabarytowych, wybór kierunku postępu robót oraz ich zakres. Brak zauważalnych destrukcyjnych wpływów pod-czas realizacji ww. robót na chronione pochylnie C-106÷107, pokrywa się z wynika-mi wykonanych na potrzeby pracy symulacji numerycznych (MES) [10]. Aktualny stan realizacji robót rozcinkowych, prowadzonych zgodnie z projektem opracowa-nym przy uwzględnieniu zaleceń, ujętych w przekładanej w niniejszym artykule kon-cepcji, przedstawiono na rys. 16. Przerywaną, fioletową linią oznaczono przebieg projektowanych wyrobisk.
Rys. 16. Aktualny stan realizacji robót rozcinkowych w rejonie pochylni C-106÷107 (maj, 2018) [13]
Podsumowanie
Analiza uwarunkowań geologiczno-górniczych w rejonie pochylni C–106107 oraz wyniki analizy geomechanicznej, przeprowadzonej z wykorzystaniem metody ele-mentów skończonych (MES), a także dotychczasowe doświadczenia kopalni Lubin w zakresie prowadzenia robót w sąsiedztwie wyrobisk o długotrwałym przeznacze-niu wskazują, że możliwe jest bezpieczne rozcięcie przedmiotowego fragmentu calizny na filary wielkogabarytowe. Z przeprowadzonych obliczeń geomechanicz-nych wynika również, że wymiary filarów wielkogabarytowych 24 x 24 m, zwłaszcza w odniesieniu do ich szerokości, w analizowanych warunkach należy uznać za mi-nimalne, ale też optymalne, ponieważ do obliczeń przyjęto najmniej korzystne (naj-niższe) parametry geomechaniczne skał, z otworów zlokalizowanych w analizowa-nym rejonie. Oznacza to, że weryfikacja wymiarów filarów wielkogabarytowych pro-wadzona była z przyjętym zapasem bezpieczeństwa.
Reasumując, filary o wymiarach proponowanych w ramach analizowanych wa-riantów prowadzenia robót, powinny zapewnić wieloletnią stateczność pochylni C-106107. Potwierdzeniem postawionej tezy jest brak zauważalnych destrukcyj-nych wpływów na chronione pochylnie C-106÷107, podczas prowadzenia robót roz-cinkowych, realizowanych zgodnie z zaproponowaną koncepcją. Dodatkowo taki sposób rozcinki złoża pozwala na wcześniejsze pozyskanie części zasobów, uwię-zionych w filarze oporowym (strefie ochronnej) ww. wyrobisk i umożliwi bezpieczne wybranie pozostałych zasobów na etapie likwidacji tego rejonu eksploatacyjnego. Ostatnia kwestia koresponduje z ogólną zasadą, prowadzenia racjonalnej gospo-darki zasobami naturalnymi.
Bibliografia
[1] Bieniawski Z.T., van Heerden W.L., 1975, The significant of in-situ test on large rock speciments. Int. Soc. Rock Mech. Min. Sci, & Geomech. Abstr., vol. 12, s. 101-13. [2] Hoek E., 1994, Strength of rock and rock masses, ISRM News Journal, 2(2),
s. 4-16.
[3] Hoek E., Brown E.T., 1997, Practical estimates of rock mass strength, Inter. Journ. of Rock Mechanics and Min. Sc., vol. 34, no 8, ,s. 1165- 1186.
[4] Hoek E., Marinos P., 2000, GSI: a geologically friendly tool for rock mass strength esti-mation.
[5] Hoek E., Carranza-Torres, C.T., Corkum B., 2002, Hoek-Brown failure criterion – 2002 edition, Proc. North American Rock Mechanics Society meeting in Toronto in July. [6] Dębkowski R. i inni, 2013, Ocena możliwości rozcięcia filarów wielkogabarytowych
w rejonie wiązek chodników W-74 E-3 oraz pochylni C-4/5/5a, praca niepublikowana KGHM CUPRUM.
[7] Dębkowski R. i inni, 2017, Koncepcja rozcięcia calizny w rejonie C-106÷107. Praca niepublikowana KGHM CUPRUM.
[8] Salamon M.D.G. Munro A.H., 1967, A Study of strenght of cooal pillars. J. of South Afr. Inst. Min. & Metall., s. 56-67.
[9] Szpak M. i inni, 2014, Ocena możliwości rozcięcia calizny w rejonie Upadowych Cen-tralnych 1/2/3 O/ZG Lubin, praca niepublikowana KGHM CUPRUM.
[10] Pawelus D., 2017, Analiza geomechaniczna wariantów rozcinki w polu XIII/4 oddziału G-2, Praca niepublikowana.
[11] Tajduś K., Misa R., Sroka A., 2012, Eksploatacja częściowa pokładów węgla ze szcze-gólnym uwzględnieniem stabilności filarów i ochrony powierzchni, Górnictwo i Geologia, tom 7, z. 1, s. 212-225.
[12] Rocscience: RocLab User’s Guide, 2007. [13] Materiały źródłowe O/ZG „Lubin”, 2017.
