Przegląd Górniczy, 2015, nr 1

1/2015

OW ST AR ZY SZENIE

INŻYNIERÓW I TECHN IKÓ

W

GÓ

N R TW IC A

1. Wprowadzenie

Głównym zadaniem strzemion w złączu ciernym, oprócz połączenia konstrukcyjnego, jest zapewnienie odpowiedniej siły docisku między współpracującymi kształtownikami. Siła ta decyduje o parametrach pracy złącza ciernego, a w dalszej kolejności o pracy stojaków ciernych i odrzwi stanowiących podstawowe elementy konstrukcyjne górniczej obudowy po- datnej wyrobisk korytarzowych. Strzemiona mają więc bardzo istotny wpływ na parametry pracy tej obudowy. Prawidłowa ich konstrukcja, poprawne wykonanie i montaż mogą w sposób istotny wpłynąć na parametry pracy złączy ciernych oraz bezpieczeństwo pracy w wyrobiskach zabezpieczanych tym typem obudowy.

W ostatnich kilkunastu latach powstało wiele konstrukcji strzemion, z których praktyczne zastosowanie znalazły dwa ogólne ich typy: kabłąkowe i dwujarzmowe [5, 8].

Obecnie najczęściej są stosowane strzemiona dwujarz- mowe typu SDO i SD, stanowiące w sumie około 77 % ogólnej liczby nowo montowanych strzemion. W pozostałych przypadkach są stosowane inne rodzaje strzemion, to jest strzemiona kabłąkowe typu SKL oraz KX, w których jarzma są wykonane z żeliwa, oraz strzemiona kabłąkowe typu KXW, w których jarzma są wykonane ze staliwa. W strzemionach tych kabłąki są wykonane ze stali.

Na podstawie analizy literatury [4, 5, 7, 8, 11, 12] oraz informacji i opinii uzyskanych od użytkowników obudowy podatnej [2, 3] ustalono, że w czasie eksploatacji strze- mion ujawnia się wiele problemów. Głównymi spośród nich są: zbyt duże wartości momentu dokręcenia nakrętek

MIESIĘCZNIK STOWARZYSZENIA INŻYNIERÓW I TECHNIKÓW GÓRNICTWA

PRZEGLĄD GÓRNICZY

założono 01.10.1903 r.

Nr 1 (1106) styczeń 2015 Tom 71 (LXXI)

*⁾ Wydział Górnictwa i Geologii, Instytut Mechanizacji Górnictwa, Gliwice.

UKD 622.2:622.28:622.86/.88

Treść: Głównym zadaniem strzemion w złączu ciernym, oprócz połączenia konstrukcyjnego, jest zapewnienie odpowiedniej siły docisku współpracujących kształtowników w całym zakresie pracy złącza ciernego. W tym celu w strzemionach wykorzystuje się połączenie gwintowe. Aby spełniło ono swoją funkcję, konieczne jest zapewnienie mu w maksymalnym zakresie pracy osiowego obciążenia.

W artykule przedstawiono wyniki badań stanowiskowych, mających na celu wyznaczenie wartości obciążeń, przy których dochodzi do deformacji strzemion i ich elementów. Deformacja ta jest bowiem główną przyczyną nieosiowego obciążenia śrub i kabłąków strzemion, co ma istotny wpływ na parametry pracy złączy ciernych. Zakres badań objął najczęściej obecnie stoso- wane konstrukcje strzemion oraz nową wzmocnioną wersję strzemienia SDO29. Uzyskane wyniki jednoznacznie dowodzą, że konstrukcja strzemion oraz materiał, z jakiego są wykonane, mają bardzo istotny wpływ na parametry pracy złączy ciernych, co bezpośrednio przekłada się na bezpieczeństwo pracy obudowy.

Abstract: The basic function of stirrups in a friction joint, apart from the structure assembly, is to ensure the proper feed force of the mating shapes in the whole cycle of friction joint operation. Thus, the screw joints are used in stirrups. To function properly it must have proper axial load during maximum operation. This paper presents the results of bench tests which were conducted to determine the load values sufficient to demonstrate deformations of stirrups and their components. Such a deformation is the main reason for non-axial load of screws and bows of stirrups which has a significant influence on the parameters of friction joints operation. The scope of the research included the most commonly applied structures of stirrups and a new and reinforced version of SDO29 stirrup. The obtained results prove that the stirrup structure and material it is made of, have a great influence on the parameters of friction joint operation which directly influences the work safety of the lining.

Dr hab. inż. Jarosław Brodny, prof. nzw. w Pol. Śl.*⁾

Analiza wpływu strzemion na parametry

pracy złącza ciernego

Analysis of stirrups impact on the parameters of friction

joint operation

Słowa kluczowe:

obudowa podatna, złącze cierne, strzemiona Key words:

flexible lining, friction joint, stirrups

śrub powodujące usztywnienie złączy ciernych, zbyt małe wartości momentu dokręcenia nakrętek śrub powodu- jące brak odpowiedniej nośności i zbyt szybkie zsuwy w złączach, duża odkształcalność kołnierzy strzemion typu SDO, zbyt duża sztywność jarzm dolnych strzemion typu SKL, a także deformacje śrub strzemion będące wynikiem działania złożonych stanów obciążenia. Problemem jest tak- że brak wyników badań porównawczych dla różnych typów strzemion, które są dostępne na rynku.

Niestabilna praca złączy ciernych powoduje, iż w wielu przypadkach obudowa podatna wyrobisk korytarzowych nie spełnia swojej funkcji w zakresie zabezpieczenia tych wyrobisk. Jednocześnie w ocenie użytkowników obudowy podatnej wyrobisk korytarzowych strzemiona są zdecydo- wanie najsłabszym jej ogniwem.

Mając na uwadze zadanie, jakie w złączu ciernym pełnią strzemiona oraz problemy związane z ich eksploatacją, w celu oceny ich pracy oraz roli w złączu ciernym przeprowadzono badania stanowiskowe, które swoim zakresem objęły badania jarzm strzemion na zginanie, strzemion na rozciąganie oraz złączy ciernych poddanych osiowemu ściskaniu.

Celem badań było wyznaczenie charakterystyk pracy strzemion oraz ich jarzm, a także złączy ciernych i na tej pod- stawie określenie wartości obciążeń, przy których dochodzi do trwałych odkształceń elementów strzemion lub ich zniszcze- nia. Założono, że stan deformacji strzemion ma bardzo istotny wpływ na wartość siły, z jaką są dociskane współpracujące w złączu ciernym kształtowniki, co bezpośrednio przekłada się na parametry pracy złącza ciernego. Założenie to potwier- dziły uwagi zgłaszane przez użytkowników obudowy, a także wyniki analizy pracy połączenia gwintowego [2, 3, 11, 12].

2. Badania stanowiskowe jarzm strzemion

Badania stanowiskowe jarzm strzemion przeprowadzono na maszynie wytrzymałościowej z wykorzystaniem przyrzą- du, którego widok wraz z zamontowanym jarzmem dolnym strzemienia SDO29 przedstawiono na rysunku 1 [2].

Badania polegały na obciążaniu jarzma (2) siłą działającą symetrycznie względem niego poprzez specjalny obciążnik (1), co jest zgodne z Polską Normą [9]. W trakcie badań reje-

strowano wartość siły, z jaką obciążano jarzmo oraz wartość przemieszczenia uchwytu górnego maszyny wytrzymałościo- wej, która odpowiadała przemieszczeniu kołnierzy jarzma.

Badaniom poddano jarzma najczęściej obecnie sto- sowanych strzemion SDO29 oraz SKL29, a także nowej wzmocnionej konstrukcji jarzma dolnego strzemienia SDO29 (oznaczonej jako SDO29w). Konstrukcja ta jest wynikiem ostatnio prowadzonych przez Autora prac optymalizacyjnych dla najczęściej obecnie stosowanych strzemion typu SDO.

Charakteryzuje się ona wzmocnionymi kołnierzami jarzma dolnego poprzez dołożenie bocznych płaskowników (rys. 2b).

Celem badań było wyznaczenie charakterystyk pracy zgi- nanych jarzm i na tej podstawie określenie wartości obciążenia przenoszonego przez jarzmo, przy którym dochodzi do jego trwałej deformacji lub zniszczenia.

Na rysunku 2 przedstawiono uzyskane charakterystyki pracy badanych jarzm.

W tablicy 1 zestawiono wyniki badań strzemion na zgi- nanie. Uwzględniono w niej maksymalną wartość siły prze- noszonej przez strzemię P_max, maksymalne odkształcenie u_max oraz wartość siły P_e, przy której rozpoczął się proces trwałej deformacji jarzma. Zakładając symetryczne obciążenie kołnie- rzy jarzm strzemion wyznaczono także wartość siły Q_e, jaką przenosi śruba strzemienia w momencie rozpoczęcia procesu trwałej deformacji jarzma.

Tablica 1. Zestawienie parametrów pracy badanych jarzm Table 1. Parameters of operation of the tested yokes

P_max, kN u_max, mm P_e, kN Q_e, kN Jarzmo dolne strzemienia

SDO29 598,2 20,09 417,0 208,5

Jarzmo górne strzemienia

SDO29 530,8 21,44 410,0 205,0

Jarzmo strzemienia

SKL29 490,0 7,18 480,0 240,0

Jarzmo dolne strzemienia

SDO29w 735,4 8,55 600,0 300,0

Analizując uzyskane wyniki, można stwierdzić, że najwyż- szą wytrzymałość na zginanie posiada jarzmo dolne wzmoc- nionego strzemienia SDO29w, natomiast najniższą jarzmo strzemienia SKL29 wykonane z żeliwa. Boczne wzmocnie- nie kołnierzy jarzma dolnego strzemienia SDO29 bardzo korzystnie wpłynęło na wartość przenoszonej przez nie siły w czasie zginania. W stosunku do podstawowej wersji tego jarzma wzrost ten wynosi 22,9 %.

Również podwyższeniu w stosunku do jarzma strzemienia SDO29 uległa wartość siły, przy której pojawiły się trwałe odkształcenia w jarzmie SDO29w. Zakładając symetryczne obciążenie jarzm strzemion, można przyjąć, że aby doszło do ich trwałego odkształcenia, na każdy z kołnierzy jarzma strzemienia SDO29w musi działać siła o wartości ok 300 kN.

Z punktu widzenia wytrzymałości śrub strzemion (śruby M24, klasy 8.8) wartość tej siły jest bardzo wysoka, co gwa- rantuje ich osiowe obciążenie [1, 6].

Najniższe obciążenia wywołujące trwałe odkształcenie zanotowano dla jarzm strzemion typu SDO29. Przy obciążeniu wynoszącym około 205 kN na każdy z kołnierzy rozpoczyna się proces trwałej ich deformacji. Niska sztywność tych jarzm powoduje duże ich odkształcenie w zakresie sprężystym, co niekorzystnie wpływa na stan obciążenia śrub tych strzemion.

W przypadku jarzma strzemienia SKL zanotowano ko- rzystne parametry pracy. Praktycznie do wartości obciążenia wynoszącego około 240 kN na kołnierz, jarzmo to nie ulegało wyraźnej trwałej deformacji. Niestety żeliwo, z jakiego jest wykonane jarzmo, powodowało że proces zniszczenia nastę- Rys. 1. Badanie jarzma dolnego strzemienia SDO29 na zginanie:

1 – obciążnik przyrządu, 2 – badane jarzmo, 3 – podstawa przyrządu

Fig. 1. Bending test on the yoke of the lower stirrup SDO29:

1 – weight of the tool, 2 – tested yoke, 3 – base of the tool

pował nagle, bez wyraźnych objawów, co jest zjawiskiem niekorzystnym.

Przeprowadzone badania umożliwiły także przeanali- zowanie procesu deformacji i zniszczenia zginanych jarzm strzemion.

Na rysunku 3 przedstawiono stan deformacji jarzm dol- nych strzemienia SDO29 i jego wzmocnionej wersji SDO29w.

Stan deformacji kołnierza jarzma dolnego strzemienia SDO29 jest zdecydowanie niekorzystny i w sposób negatywny przekłada się na stan obciążenia śrub strzemienia. Pozytywnie

można natomiast ocenić stan deformacji jarzma strzemienia SDO29w, które wykazuje odpowiednią sztywność w zakresie przewidywanych wartości obciążenia śrub strzemienia.

Badania poszczególnych elementów strzemion nie uwzględniają wzajemnego ich oddziaływania, jakie ma miej- sce w czasie pracy strzemion w złączu ciernym. Stanowią jednak źródło istotnych informacji koniecznych do indywi- dualnej oceny tych elementów. Z tego też względu badania te należy traktować jako wstępne i porównawcze w stosunku do badań całych strzemion oraz złączy ciernych.

Rys. 2. Charakterystyki pracy jarzma dolnego (a) i górnego (b) strzemienia SDO29, jarzma dolnego strzemienia SKL (c) i jarzma dolnego strzemienia SDO29w (d)

Fig. 2. Characteristics of operation of the lower (a) and upper (b) yokes of the stirrup SDO29, lower yoke of the stirrup SKL (c) and lower yoke of the stirrup SDO29w (d)

Rys. 3. Stan deformacji jarzm dolnych strzemienia SDO29 – a; i SDO29w – b Fig. 3. Deformation level of lower yokes of the stirrup SDO29 (a) and SDO29w (b)

3. Badania strzemion na rozciąganie

Oprócz badań poszczególnych elementów strzemion, na podstawie których można określić ich parametry wytrzymało- ściowe, bardzo istotne znaczenia ma badanie całych strzemion, które stwarza możliwość analizy współpracy tych elementów.

Badania strzemion przeprowadzono na maszynie wytrzy- małościowej z wykorzystaniem specjalistycznego przyrządu umożliwiającego wyznaczenie charakterystyki pracy strze- mienia obciążonego siłą rozciągającą [2, 7].

Widok przyrządu wraz z zamontowanym strzemieniem SDO29 przedstawiono na rysunku 4.

Celem badań było wyznaczenie charakterystyk pracy strzemion, określających zmianę wartości siły P przenoszo- nej przez rozciągane strzemię do momentu jego zniszczenia lub takiego stanu deformacji, który uniemożliwiał dalszą jego pracę w funkcji jego wydłużenia u. Miarą wydłużenia strzemienia było przemieszczenie pionowe tłoka maszyny wytrzymałościowej.

Badaniami objęto stosowane obecnie strzemiona typu SDO29, SKL29, KX29 i KX29W, dla których wyznaczone charakterystyki pracy przedstawiono na rysunku 5, a widoki po badaniu na rysunku 6 [2].

W tablicy 2 zestawiono dane badanych strzemion, istotne z punktu widzenia pracy złącza ciernego. Dane te obejmują maksymalną wartości siły przenoszoną przez strzemię P_max, maksymalne odkształcenie strzemienia u_max, wartości siły P_e, przy której rozpoczął się proces trwałej deformacji strze- mienia oraz wartość siły Q_e, jaką przenosi śruba strzemienia w momencie rozpoczęcia procesu trwałej deformacji jarzma.

Badaniom poddano także nową wzmocnioną konstrukcję strzemienia SDO29 (SDO29w), której charakterystykę pracy oraz stan deformacji po badaniu przedstawiono na rysunku 7.

Analizując uzyskane wyniki można stwierdzić, że naj- większą siłę wynoszącą 539 kN, spośród obecnie stosowanych strzemion przeniosło strzemię SDO29. Proces jego trwałego odkształcenia rozpoczął się przy wartości siły obciążającej wynoszącej około 280 kN. Zakładając równomierne obciąże- nie kołnierzy jarzm tego strzemienia, można przyjąć, że przy obciążeniu rozciągającym wynoszącym około 140 kN roz- poczyna się proces jego deformacji. Można więc przyjąć, że dla złącza ciernego ze strzemionami SDO29 wartość wstępnej siły osiowej w śrubie strzemienia nie powinna przekroczyć 140 kN. Powyżej tej wartości, występujące w strzemieniu procesy deformacyjne mogą wywołać niekorzystny stan obciążenia jego śrub.

Rys. 4. Przyrząd do badania strzemion na rozciąganie z za- montowanym strzemieniem SDO29

Fig. 4. Instrument for tension test on stirrups with the moun- ted stirrup SDO29

Rys. 5. Charakterystyki pracy strzemion poddanych rozciąganiu Fig. 5. Characteristics of operation of the stirrups put to tension

Rys. 6. Widoki strzemion po badaniu na rozciąganie Fig. 6. View of stirrups after the tension test

Tablica 2. Zestawienie parametrów pracy badanych strzemion Table 2. Parameters of operation of the tested stirrups

Typ strzemienia

Maksymalne Obciążenie

P_max, kN

Maksymalne wydłużenie u_max, mm

Obciążenie na granicy trwałej deformacji

P_e, kN

Obciążenie połączenia gwintowego

Q_e, kN

SKL29 429,5 9,8 338,0 169,0

KX29 459,0 9,6 312,0 156,0

KX29W 512,0 17,8 390,0 195,0

SDO29 539,1 29,1 280,4 140,2

SDO29w 621,3 20,4 510,0 255,0

Rys. 7. Charakterystyka pracy strzemienia SDO29w (a) i jego widok po badaniu (b) Fig. 7. Characteristics of operation of the stirrup SDO29w (a) and its view after the test (b)

Porównywalne do strzemienia SDO29, obciążenie wy- noszące 512 kN przeniosło strzemię kabłąkowe KX29W, którego jarzmo dolne wykonane jest ze staliwa. Wartość siły, przy której następuje trwałe odkształcenie elementów tego strzemienia, jest wysoka i wynosi około 390 kN.

W strzemionach kabłąkowych typu SKL29 i KX29, któ- rych jarzma dolne są wykonane z żeliwa, zanotowano niższe wartości sił, przy których doszło do ich zniszczenia. W strze- mionach tych wystąpiły jednak mniejsze odkształcenia, które objęły głównie kabłąki. Proces zniszczenia tych strzemion objął ich jarzma i przebiegał bez wyraźnej ich deformacji.

Takie zachowanie strzemienia może doprowadzić do jego nagłego niespodziewanego zniszczenia, co stwarza duże niebezpieczeństwo uszkodzenia obudowy. Uwagi krytyczne można sformułować także do wykonania jarzm tych strze- mion. Szczególnie w przypadku jarzm strzemion SKL widać niejednorodności materiałowe w przekroju, w którym uległo ono zniszczeniu.

Z punktu widzenia pracy złącza ciernego najkorzyst- niejszymi parametrami pracy spośród obecnie stosowanych strzemion charakteryzuje się strzemię KX29W, które uległo zniszczeniu przy najwyższym obciążeniu zewnętrznym wynoszącym 621,3 kN. Również proces trwałej deformacji tego strzemienia rozpoczyna się przy wysokich wartościach obciążenia, co stwarza możliwość uzyskania wysokich war- tości wstępnych sił osiowych w jego śrubach. Wzmocnione kołnierze jarzma dolnego tego strzemienia ograniczają jego deformację zapewniając osiowe obciążenie śrub praktycznie do wartości ich maksymalnej wytrzymałości (ok. 250 kN).

Można więc przyjąć, że strzemię to stwarza bardzo korzystne warunki pracy dla śrub.

Na podstawie uzyskanych wyników można stwierdzić, że charakterystyki pracy strzemion oraz proces ich zniszczenia są uzależnione w istotnym stopniu od materiału, z jakiego je wykonano, oraz od ich geometrii. W szczególności świadczy o tym charakterystyka pracy wzmocnionego strzemienia SDO29w. Zwiększenie sztywności kołnierzy poprzez wpro- wadzenie bocznych wzmocnień znacznie poprawiło parametry jego pracy.

W przypadku najczęściej obecnie stosowanych strzemion typu SDO maksymalna wartość obciążenia, przy której doszło do jego zniszczenia, jest wysoka, natomiast przy niższych war- tościach obciążenia dochodzi do istotnych z punktu widzenia pracy śrub, deformacji tego strzemienia. W przypadku tego strzemienia korzystnie należy ocenić proces jego niszczenia, który przebiega przy wyraźnej jego deformacji.

4. Wpływ strzemion na parametry pracy złącza ciernego Rzeczywista praca strzemion odbywa się w złączach ciernych, dlatego zasadnym jest ich badanie w czasie pracy złączy.

W celu określenia wpływu typu zastosowanych strze- mion na parametry pracy złączy ciernych przeprowadzono ich badania stanowiskowe. Badania objęły proste złącza cierne poddane osiowemu ściskaniu zgodnie z Polską Normą [10]. Złącza wykonane były z kształtownika V29, z dwoma strzemionami każdego z badanych typów. Dla każdego z zastosowanych typów strzemion przeprowadzono badania dla pięciu różnych wartości wstępnych sił osiowych w ich śrubach i kabłąkach.

W wyniku przeprowadzonych badań wyznaczono przebie- gi czasowe wartości siły R przenoszonej przez złącze, prze- mieszczenia z zsuwającego się kształtownika oraz wartości sił osiowych Q w śrubach strzemion.

Na rysunku 8 przedstawiono przykładowe przebiegi czaso- we wyznaczonych wielkości dla złącza ciernego ze strzemio- nami typu SDO29, dla których wstępne wartości sił osiowych w śrubach strzemion wyniosły po 110 kN [2].

Na podstawie wyznaczonych przebiegów określono za- leżności pomiędzy maksymalną wartością siły przenoszonej przez proste złączę cierne R_max, a sumaryczną wartością wstęp- nych sił osiowych N w śrubach strzemion, dla złączy z różnymi typami strzemion (rys. 9). Na rysunku tym przedstawiono także wyniki badań złączy ze wzmocnionymi strzemionami typu SDO29w.

Rys. 8. Zmiany wartości sił osiowych w śrubach strzemion, siły przenoszonej przez złącze oraz przemieszczenia zsuwającego się kształtownika w złączu ciernym

Fig. 8. Changes in values of axial forces in stirrups screws, force conveyed by the joint and the displace- ment of a shape sliding down in the friction joint

Rys. 9. Zależność maksymalnej wartości siły przenoszonej przez złącze cierne od sumarycznej wartości wstępnych sił osiowych w śrubach strzemion dla różnych typów strzemion Fig. 9. Relationship between the maximum force conveyed by the friction joint and the total

force

Analizując otrzymane zależności można stwierdzić, iż wraz ze wzrostem wartości wstępnych sił osiowych w śrubach strzemion zwiększają się różnice pomiędzy maksymalnymi wartościami sił przenoszonych przez złącza cierne w zależ- ności od typu strzemion zastosowanych w danym złączu.

W zakresie przeprowadzonych badań dla wartości wstępnej siły osiowej w każdej śrubie strzemienia wynoszącej do 90 kN różnice w wartościach tych sił są niewielkie. Przy wartościach sił osiowych w śrubie wynoszących 100 kN i 110 kN, zano- towano wyraźne różnice między maksymalnymi wartościami sił przenoszonych przez badane złącza.

Spośród obecnie stosowanych strzemion najwyższe wartości maksymalnej siły przenoszonej przez złącze zanotowano dla złączy ze strzemionami typu KX29W, a najniższe ze strzemionami typu SDO29.

Bardzo dobre wyniki zarejestrowano dla złączy ciernych z strzemionami typu SDO29w. Wraz ze wzrostem wartości wstępnych sił osiowych w śrubach tych strzemion rośnie wartość siły przenoszonej przez złącza z tymi strzemionami w stosunku do pozostałych złączy. Dla wstępnej wartości siły osiowej w śrubach strzemion wynoszącej 110 kN wzrost maksymalnej siły przenoszonej przez to złącze w stosunku do złącza ze strzemionami typu SDO29 wyniósł około 14 %.

Przyczyną tych wzrostów jest wzmocnienie kołnierzy jarzma dolnego tego strzemienia, co istotnie poprawiło jego sztywność.

W przypadku złączy ze strzemionami typu SKL29 i KX29 uzyskane maksymalne wartości przenoszonej przez nie siły w całym zakresie zmian wartości wstępnych sił osiowych w kabłąkach są bardzo zbliżone.

5. Podsumowanie

Na podstawie przeprowadzonych badań oraz informacji uzyskanych od użytkowników obudowy podatnej wyrobisk korytarzowych można stwierdzić, że strzemiona mają bardzo istotny wpływ na parametry pracy złączy ciernych, a w dal- szej kolejności na pracę całej obudowy podatnej wyrobisk korytarzowych.

Podstawowym zadaniem strzemion jest zapewnienie opty- malnych warunków pracy dla połączenia gwintowego w jak najszerszym zakresie obciążeń. Aby spełnić to zadanie, ich konstrukcja musi stanowić skuteczne zabezpieczenie dla śrub i kabłąków przed zginaniem w trakcie wstępnego montażu i w czasie pracy złącza. Stanowi to warunek konieczny do uzyskania odpowiedniej i stabilnej siły docisku współpracu- jących w złączu ciernym kształtowników.

Przeprowadzone badania dowiodły, że nie wszystkie obec- nie stosowane strzemiona są w stanie zapewnić prawidłowe warunki pracy dla połączenia gwintowego. W szczególności dotyczy to wartości sił osiowych w śrubach strzemion po- wyżej 100 kN. Wpływ na to ma zarówno materiał, z jakiego wykonane są elementy strzemienia, jak i jego konstrukcja.

W zakresie przeprowadzonych badań obecnie stoso- wanych strzemion i ich elementów można stwierdzić, iż najlepsze parametry pracy mają strzemiona kabłąkowe typu KX29W. Zarówno dla całych strzemion tego typu, jak i ich jarzm uzyskano bardzo dobre wyniki w zakresie zginania i rozciągania. Również dla złączy ciernych z tymi strzemio- nami poddanych osiowemu ściskaniu zarejestrowano bardzo korzystne parametry pracy.

Na tej podstawie można stwierdzić, iż strzemiona typu KX29W charakteryzują się bardzo korzystnymi parametrami pracy. Dotyczy to zarówno parametrów wytrzymałościowych, jak i odkształceniowych.

Nieco słabsze parametry pracy zarejestrowano dla najczęściej obecnie stosowanych strzemion typu SDO.

W szczególności dotyczy to wyższych wartości sił osiowych w śrubach strzemion (powyżej 100 kN), które wywołują duże deformacje jarzm tych strzemion. Wpływa to negatywnie na stan obciążenia śrub w tych strzemionach.

W przypadku strzemion typu SKL29 i KX29 wyznaczo- ne parametry należy uznać za poprawne. Zagrożenie może stanowić sposób niszczenia tych strzemion. Zastosowanie żeliwa jako materiału, z którego wykonane są jarzma tych strzemion, powoduje, że proces ten przebiega dynamicznie.

Brak wyraźnych symptomów deformacyjnych przy zbliżaniu się do krytycznych obciążeń skutkuje niebezpieczeństwem nagłej utraty nośności przez złącze.

Podsumowując badania najczęściej obecnie stosowanych strzemion można stwierdzić, że każdy z analizowanych ty- pów ma określone wady i zalety. W zależności od warunków zewnętrznych, w jakich mają być zastosowane te strzemiona, można dobrać odpowiedni ich typ. W szczególności dotyczy to sposobu i wielkości obciążenia

Bardzo istotnym czynnikiem są także koszty wykonania strzemion, które w wielu przypadkach mają decydujący wpływ na ich dobór.

Badaniom poddano także jarzmo i strzemię powstałe jako modyfikacja strzemienia typu SDO29, poprzez wzmocnienie kołnierza jego jarzma dolnego (SDO29w). Uzyskane wy- niki badań jarzma, strzemiona oraz złącza ciernego z tymi strzemionami wykazały, iż modyfikacja ta bardzo korzystnie wpłynęła na parametry ich pracy.

Podwyższenie sztywności jarzma dolnego poprawiło parametry wytrzymałościowe tego strzemienia. Szczególnie korzystne parametry zanotowano w przypadku badania złą- czy ciernych ze strzemionami typu SDO29w przy wyższych wartościach wstępnych sił osiowych w śrubach strzemion (powyżej 90 kN).

Przeprowadzone badania oraz zaprezentowana wzmoc- niona konstrukcja strzemienia SDO29w stanowią kolejny etap prac mających za zadanie poprawę parametrów pracy strzemion i złączy ciernych. Prace te powinny wpłynąć na pełniejsze wykorzystanie parametrów wytrzymałościowych odrzwi i stojaków ciernych, co może przełożyć się na szersze stosowanie lżejszych profili kształtowników typu V25 i V29.

Badania te potwierdziły także, iż poważnym problemem dla użytkowników obudowy podatnej jest brak kontroli sił osiowych w śrubach strzemion. Uniemożliwia to bezpośred- nią ocenę stanu obciążenia połączenia gwintowego, co może przełożyć się na parametry pracy złącza.

Na podstawie uzyskanych wyników można stwierdzić, że coraz częściej proponowane obecnie przez konstruktorów wy- sokie wartości momentów, z jakimi mają być dokręcane śruby strzemion, zamiast zwiększyć wartość siły, z jaką są dociskane współpracujące w złączu kształtowniki, mogą doprowadzić do trwałego odkształcenia elementów tych strzemion.

Nadto obecnie, w celu podwyższenia nośności obudowy podatnej wyrobisk korytarzowych stosuje się coraz cięższe profile, złącza cierne z trzema strzemionami oraz coraz większe wartości momentów, z jakimi dokręca się nakrętki śrub strzemion. Rozwiązania te, w wielu przypadkach, ze względu na małą efektywność pracy strzemion, a co za tym idzie i złączy ciernych oraz problemy z montażem ciężkich konstrukcji obudowy, nie przynoszą spodziewanych efek- tów. Powodują natomiast znaczny wzrost kosztów związany z wysokimi cenami stali oraz problemami z transportem i montażem obudowy.

Zasadnym w tym przypadku wydaje się wprowadzenie kontroli stanu połączenia gwintowego, uzależnienie warto-

ści momentu dokręcenia od stanu tego połączenia (suche, smarowane), unikanie przy montażu strzemion uszkodzeń powierzchni gwintowanych itp.

Natomiast przy opracowywaniu nowych konstrukcji strzemion należy przeprowadzić optymalizację ich kształtu, co wiąże się z koniecznością stosowania nowych technolo- gii ich wykonania (np. kucia). Można także stwierdzić, iż w przypadku odlewania elementów strzemion, umożliwiają- cego uzyskanie bardziej optymalnych ich kształtów, należy zrezygnować z żeliwa, jako materiału kruchego, na rzecz staliwa.

Literatura

1. Brodny J.: Wstępna analiza pracy połączenia śrubowego w złączu ciernym. Kwartalnik Akademii Górniczo-Hutniczej, Górnictwo i Geoinżynieria, Zeszyt 2, Kraków 2010.

2. Brodny J.: Identyfikacja parametrów pracy złącza ciernego stosowanego w górniczej obudowie podatnej wyrobisk korytarzowych. Wydawnictwo Politechniki Śląskiej, Seria Monografie nr 377, Gliwice 2012.

3. Brodny J.: Wstępna analiza uszkodzeń elementów górniczej koryta- rzowej obudowy podatnej na podstawie badań ankietowych. Studia i materiały Polskiego Stowarzyszenia Zarządzania Wiedzą, tom 45/2011.

4. Ciałkowski B.: Nowe konstrukcje strzemion do obudowy chodnikowej.

Materiały Seminarium SITG, Nowoczesne technologie górnicze. Ustroń 2006.

5. Ciałkowski B.: Teoretyczne i doświadczalne podstawy konstrukcji złącz obudowy ŁP dla wyrobisk zagrożonych tąpaniami. Praca doktorska.

Główny Instytut Górnictwa, Katowice 1996.

6. Ditrich M.: Podstawy konstrukcji maszyn. Wydanie II zmienione, tom 1,2,3, WNT, Warszawa 1999.

7. Głuch P.: Badania porównawcze nośności na rozciąganie wybranych strzemion obudów górniczych. Nowoczesne Technologie Górnicze, Ustroń 2006.

8. Pacześniowski K.: Wytrzymałościowe badania strzemion górniczych do łączenia stalowych elementów odrzwi obudowy chodnikowej pod kątem ich bezpiecznego stosowania w podziemnych wyrobiskach górniczych.

Nowoczesne Technologie Górnicze, Ustroń 2006.

9. PN-87/G-15000/10-Obudowa chodników odrzwiami podatnymi z kształtowników korytkowych. Strzemiona. Badania wytrzymało- ściowe.

10. PN-91/G-15000/11, Obudowa chodników odrzwiami podatnymi z kształtowników korytkowych. Kształtowniki korytkowe proste.

Badanie złącz.

11. Stefaniak D.: Metoda analizy wstecznej uszkodzeń obudów chodniko- wych wskutek wstrząsów górotworu i jej zastosowanie w optymalizacji konstrukcji. Praca doktorska Głównego Instytutu Górnictwa, Katowice 1995.

12. Stoiński K.: Wybrane problemy współpracy obudowy wyrobisk gór- niczych z górotworem w warunkach obciążeń dynamicznych - tąpań.

Zeszyty Naukowe Politechniki Śląskiej Zeszyt 171, Gliwice 1988.

*⁾ AGH w Krakowie.

UKD 622.363.1:622.69:622.2

Treść: Rozpoznanie niejednorodności wewnętrznej budowy złóż soli kamiennej jest warunkiem powodzenia zagospodarowania złoża jako podziemnego zbiornika. Pozyskanie tej wiedzy poprzez interpretację sekcji pseudoimpedancji akustycznej jest relatywnie tanie i nieinwazyjne dla środowiska. Wiarygodność rozpoznania zależy od jakości interpretowanych sekcji. Prezentowane w artykule syntetyczne sekcje pseudoimpedancji akustycznej stanowią ilustrację wzrostu rozdzielczości w wyniku włączenia na etapie przetwarzania danych procedury dekolwolucji minimum entropii MED.

Abstract: Identification of inhomogeneity of the inner structure of rock-salt deposits is crucial for the successful management of deposit as a underground storage. Obtaining knowledge of this kind, by interpretation of the pseudo-acoustic impedance section, is relatively inexpensive and non-invasive for the environment. The identification reliability depends on the quality of the interpreted sections. The pseudo-acoustic impedance sections, briefly presented in this paper, demonstrate the increase in the resolving power by adding a procedure of minimum entropy deconvolution (MED).

Dr inż.Ewa Kawalec-Latała*⁾

Modelowania sekcji pseudoimpedancji

akustycznej z włączeniem procedury

dekonwolucji minimum entropii MED,

jako ilustracja możliwości detekcji wtrąceń

anhydrytu

Modelling of pseudo-acoustic impedance section with the

procedure of minimum entropy deconvolution (MED) for the

demonstration of anhydrite inclusion detection capabilities

Słowa kluczowe:

inwersja, pseudoimpedancja akustyczna, podziemne zbiorniki, złoża soli kamiennej, anhydryty Key words:

inversion, pseudo-acoustic impedance, underground storage, rock-salt deposits, anhydrites

1. Wprowadzenie

Podziemne zbiorniki ropy naftowej i gazu ziemnego, prócz korzyści ekonomicznych, stanowią pierwsze zabezpieczenie przed przerwaniem dostaw surowców energetycznych, co zwiększa stabilność strategiczną i polityczną. Mogą być też przeznaczone do długoterminowego składowania dwutlenku węgla CO_{2 i} odpadów o wysokim stopniu radioaktywności HLW. Składowanie w złożach soli jest optymalne mimo relatywnie wysokich kosztów budowy zbiornika. Pokładowe złoża soli kamiennej w partiach o jednorodnej wewnętrznej strukturze i poziomym lub prawie poziomym warstwowaniu stwarzają korzystne warunki do magazynowania ropy oraz in- nych ciekłych i gazowych węglowodorów. Zagospodarowanie złoża jako podziemnego zbiornika wymaga dokładnego rozpoznania wszystkich niejednorodności jego wewnętrznej budowy. Praca koncentruje się nad oceną niejednorodności wewnętrznej budowy pokładowych złóż soli kamiennej spo- wodowanej poprzez obecność anhydrytów.

W Polsce, jako perspektywiczne w aspekcie budowy pod- ziemnych zbiorników są cechsztyńskie złoża soli w rejonie Zatoki Puckiej i monokliny przedsudeckiej oraz kompleksy cechsztyńskich soli kamiennych w wysadach solnych [5].

Sole kamienne Monokliny Przedsudeckiej zostały najlepiej

rozpoznane w granicach Legnicko-Głogowskiego Okręgu Miedziowego. W roku 1990 udokumentowano złoże soli kamiennej „Sieroszowice”, w następnych latach „Bytom Odrzański”, a później wiele kolejnych złóż obszaru LGOM.

Pokładowe złoża soli kamiennej LGOM spełniają wymagania, minimalnej miąższości. Jednakże występujące tam wtrącenia anhydrytów i lokalny wzrost ich miąższości stanowią duży problem technologiczny. Wskazane jest więc uzyskanie dodatkowych danych o obecności tych soli w pokładzie soli kamiennej.

Uzupełnienie rozpoznania złoża na podstawie pomiarów sejsmicznych wykonywanych na powierzchni jest metodą relatywnie tanią i nieinwazyjną dla środowiska. Zakres tego rozpoznania obejmuje metodę sejsmiki refleksyjnej polegającą na inwersji sekcji sejsmicznych w wariancie przetwarzania prowadzącym do otrzymania sekcji pseudoimpedancji aku- stycznej [2].

Impedancja akustyczna jest jedną z podstawowych cech charakteryzujących własności fizyczne skał. Zmiany impe- dancji akustycznej są dobrym wskaźnikiem rozpoznawania niejednorodności litologiczno-facjalnych w ośrodku geolo- gicznym.

Odpowiednio wysokie wartości współczynników odbicia na kontakcie soli kamiennej i anhydrytu wynikające z relatyw- nie dużego kontrastu właściwości sprężystych obu typów soli generują silne refleksy. To powoduje, że są one dobrze widocz- ne na sekcjach pseudoimpedancji akustycznej. Rozpoznanie

obecności anhydrytów w złożu soli poprzez interpretację sekcji pseudoimpedancji akustycznej jest jednoznaczne i wiarygodne [3]. Większy problem interpretacyjny stanowi obecność soli wtórnie przeobrażonych. Kontrast właściwości sprężystych soli kamiennej i soli wtórnie przeobrażonych jest niewielki. Wiarygodność ich interpretacji zależy w znacznym stopniu od jakości źródłowych danych sejsmicznych. Przede wszystkim zależy od parametrów sygnału sejsmicznego oraz zakłóceń spowodowanych szumem przypadkowym [4] W każdym przypadku precyzja interpretacji wzrasta w miarę rozszerzania się zakresu częstotliwości i wzrostu częstotliwości dominującej sygnału [1]. Dla długich sygnałów o wąskim paśmie częstotliwości wyraźną poprawę uzyskuje się po zastosowaniu dekonwolucji tras sejsmicznych [3].

Modelowania prezentowane w niniejszej pracy są rodza- jem testu na efektywność dekonwolucji minimum entropii MED na jakość odwzorowywania się zmian lito-facjalnych i geometrycznych spowodowanych obecnością anhydrytu w złożu soli kamiennej na syntetycznych sekcjach pseudoim- pedancji akustycznej.

2. Dekonwolucja tras sejsmicznych

W ujęciu matematycznym celem procedury dekonwolucji jest znalezienie rozwiązania równania splotu postaci

r(t) ⋅ w(t) = x(t) (1) która dla opisu pomiarów rzeczywistych przyjmuje postać

r(t) ⋅ w(t) + n(t) = x(t) (2) r(t) zawiera informacje o budowie geologicznej i jest pożądanym rozwiązaniem równania.

Przyjęcie założenia o braku szumu n(t) w rzeczywistych rejestracjach prowadzi do niepoprawnej estymacji w(t), a w konsekwencji do niepoprawnej estymacji r(t). W praktyce rejestrowane, dyskretne dane maja ograniczona długość w czasie i ograniczone widmo w domenie częstotliwości.

Zawsze obecny jest szum . Niski stosunek sygnału do zakłó- ceń S/N pogarsza wynik. Jest to powodem, dlaczego zwykła filtracja odwrotna nie jest dobrym rozwiązaniem.

Jeśli dane rzeczywiste spełniają odpowiednie założenia można poprawić jakość aproksymacji. W praktyce wybór efektywnej metody dekonwolucji powinien obok modelowań być weryfikowany empirycznie. W systemie INVERS [2] są dostępne dwie procedury dekonwolucji: predykcyjna(spiko- wa) i minimum entropii MED.

W przedstawianych modelowniach, opcjonalnie, przed inwersją wykonywano dekonwolucję predykcyjną (spiko- wą) lub dekonwolucję minimum entropii MED. Jest to typ dekonwolucji zaproponowany przez Wiggins (1978) [7].

W oryginalnym przedstawieniu termin minimum entropii trak- towany jest jako synonim maksymalnego „uporządkowania”

i w tym zawiera się istota różnicy względem klasycznych metod. Dekonwolucja spikowa – predykcyjna (Robinson and Treitel 1980) [6] prowadzi do „wybielenia” widma, co jest rów- noważne z minimalnym „uporządkowaniem”. Dekonwolucja minimum entropii MED dąży do uzyskania rozwiązania o najmniejszej liczby odbić. W wyniku wykonanej procedury powinny pozostać silne refleksy, teoretycznie reprezentowane poprzez izolowane delty Diraca δ(t). Dekonwolucja minimum entropii MED w oryginalnym podejściu polega na maksyma- lizacji normy Varimax [7] postaci:

(3)

gdzie r jest wektorem sekwencji współczynników odbicia o długości N.

Maksymalizacja normy Varimax stanowiąca podstawę dekonwolucji minimum entropii MED. prowadzi właśnie do minimalizacji entropii, co w praktyce oznacza wzrost silnych współczynników odbicia, a osłabienie małych.

Właściwość ta może stanowić wadę lub zaletę w zależności od celu geologicznego. Osłabianie małych współczynników może zmniejszyć wrażliwość metody na obecność szumu, przynajmniej przy odwzorowaniu silnych odbić. Własności sprężyste utworów cechsztynu generują relatywnie duże wartości współczynników odbicia na kontakcie anhydry- tów i soli kamiennej. Predykcja występowania anhydrytów w złożu soli kamiennej jest podstawowym celem rozpozna- wania niejednorodności budowy złoża. Tym podyktowany był wybór metody dekonwolucji MED jako drugiej, obok metody dekonwolucji predykcyjnej, w systemie INVERS opracowa- nym przede wszystkim dla modelowań sekcji pseudoimpedan- cji akustycznej dla warunków sejsmogeologicznych typowych dla pokładowych złóż soli kamiennej.

3. Syntetyczne sekcje pseudoimpedancji akustycznej Przedstawione sekcje pseudoimpedancji akustycznej generowano dla jednego modelu sejsmogeologicznego złoża w różnych wariantach metodycznych przetwarzania i dla róż- nych parametrów sygnału sejsmiczngo. W systemie INVERS [2] są dostępne dwie procedury dekonwolucji: predykcyjna i minimum entropii MED. Testowano zależność wzrostu dokładności inwersji w wyniku zastosowania dekonwolucji minimum entropii MED. Sekcje pseudoimpedancji akustycz- nej generowane z włączoną procedurą dekonwolucji minimum entropii MED zestawiono z analogicznymi, ale generowanymi z włączoną procedurą dekonwolucji predykcyjnej [3].

Dane wejściowe stanowi sejsmogeologiczny model ośrodka skalnego. Graficzna prezentacja sejsmogeologicznego modelu przedstawiona jest na rysunku 1. Skala po prawej stronie ry- sunku charakteryzuje cechy sprężyste utworów skalnych. Po lewej stronie rysunku jest skala głębokościowa.

W centralnej części modelu w pokładzie soli kamiennej widoczna jest soczewka anhydrytu. Celem wykonanych modelowań jest ocena możliwości detekcji tej zmiany i przetestowanie wpływu dekonwolucji na rozdzielczość sekcji pseudoimpedancji akustycznej. Trasy pseudoimpe- dancji akustycznej są generowane na podstawie inwersji tras sejsmogramów syntetycznych. Sejsmogramy syntetyczne obliczano dla sygnału sejsmicznego o częstotliwości domi- nującej sygnału 60 Hz, dla długich i krótkich sygnałów sej- smicznych. Fragmenty sekcji pseudoimpedancji akustycznej obejmujące formację solną generowane dla krótkiego sygna- łu o częstotliwości dominującej f₀=60 Hz przedstawione są na rysunkach 2, 3, 4. Na rysunku 2 przedstawiony jest fragment sekcji pseudoimpedancji akustycznej generowanej bez pro- cedury dekonwolucji poprzedzającej inwersję. Na rysunku 3 przedstawiony jest fragment sekcji pseudoimpedancji aku- stycznej generowanej z wykonaną procedurą dekonwolucji minimum entropii MED poprzedzającą inwersję. Na rysunku 4 przedstawiony jest fragment sekcji pseudoimpedancji aku- stycznej generowanej z wykonaną procedurą dekonwolucji predykcyjnej poprzedzającą inwersję.

Na rysunkach 5, 6, 7 przedstawione są analogiczne, jak wyżej, fragmenty sekcji pseudoimpedancji akustycznej generowane dla długiego sygnału o tej samej częstotliwości dominującej, tj. 60 Hz. Na rysunku 5 przedstawiony jest frag-

ment sekcji pseudoimpedancji akustycznej generowanej bez procedury dekonwolucji poprzedzającej inwersję.

Na rysunku 6 przedstawiony jest fragment sekcji pseu- doimpedancji akustycznej generowanej z wykonaną proce- Rys. 1. Graficzna prezentacja modelu.

Fig. 1. Graphic presentation of the model

Rys. 2. Fragment syntetycznej sekcji pseudo-impedancji akustycznej generowanej dla krótkiego sygnału bez procedury dekonwolucji.

Fig. 2. Fragment of the synthetic section of pseudo-acoustic impedance generated for a short signal without deconvolution

Rys. 3. Fragment syntetycznej sekcji pseudo-impedancji akustycznej generowanej dla krótkiego sygnału z wykonaną procedurą dekonwolucji minimum entro- pi MED

Fig. 3. Fragment of the synthetic section of pseudo-acoustic impedance generated for a short signal with the minimum entropy deconvolution MED

Rys. 4. Fragment syntetycznej sekcji pseudo-impedancji akustycznej generowanej dla krótkiego sygnału z wykonaną procedurą dekonwolucji predykcyjnej Fig. 4. Fragment of the synthetic section of pseudo-acoustic impedance generated for

a short signal with predictive deconvolution durą dekonwolucji minimum entropii MED poprzedzającej

inwersję. Na rysunku 7 przedstawiony jest fragment sekcji pseudoimpedancji akustycznej generowanej z wykonaną procedurą dekonwolucji predykcyjną poprzedzającą inwersję.

Wyraźną poprawę w efekcie zastosowania dekonwolucji tras sejsmicznych obserwuje się gdy sygnał sejsmiczny jest

długi. Ma to istotne znaczenie, ponieważ rozdzielczość ma- leje w miarę wzrostu czasu trwania sygnału, który zależy od warunków geologicznych i jedynie w pewnym zakresie może być sterowany wyborem metodyki akwizycji danych.

Wizualna analiza przedstawionych sekcji pseudoimpe- dancji akustycznej wskazuje na lepsze wyniki wykonania

Rys. 5 Fragment syntetycznej sekcji pseudo-impedancji akustycznej generowanej dla długiego sygnału bez procedury dekonwolucji

Fig. 5. Fragment of the synthetic section of pseudo-acoustic impedance generated for a long signal without deconvolution

Rys. 6. Fragment syntetycznej sekcji pseudo-impedancji akustycznej generowanej dla długiego sygnału z wykonaną procedurą dekonwolucji minimum entropii MED Fig. 6. Fragment of the synthetic section of pseudo-acoustic impedance generated for

a long signal with the minimum entropy deconvolution MED

Rys. 7. Fragment syntetycznej sekcji pseudo-impedancji akustycznej generowanej dla długiego sygnału z wykonaną procedurą dekonwolucji predykcyjną

Fig. 7. Fragment of the synthetic section of pseudo-acoustic impedance generated for a long signal with predictive deconvolution

dekonwolucji minimum entropii MED, zwłaszcza dla detekcji anhydrytów, co jest spójne z założeniami teoretycznymi MED i wynika ze znacznego kontrastu własności sprężystych soli kamiennej i soli siarczanowych (anhydrytów). Efekty wy- konanej dekonwolucji w każdym przypadku obniża wysoki poziom szumu.

Przedstawione w pracy wnioski i uogólnienia oparte są na większej liczbie danych, z których część zawarta jest w pracach autora [2]. Skuteczność dekonwolucji predykcyj- nej ilustrują sekcje przedstawione w pracy [3]. Możliwości detekcji zaburzeń wynikających z obecności soli wtórnie przeobrażonych ilustrują sekcje przedstawione w pracy [4].

4. Podsumowanie

Lokalne wtrącenia anhydrytów i zmiany ich miąższo- ści występujące w pokładowych złożach soli kamiennej, perspektywicznych dla budowy podziemnych zbiorników, stanowią duży problem technologiczny. Ich obecność w złożu wymaga szczegółowego rozpoznania. Wskazane jest więc uzupełnienie danych z otworów wiertniczych o rozpoznanie złoża za pomocą pomiarów sejsmicznych, wykonywanych na powierzchni. Zakres tego rozpoznania obejmuje metodę sejsmiki refleksyjnej w wariancie przetwarzania prowadzącym do otrzymania sekcji pseudoimpedancji akustycznej. Precyzja interpretacji wzrasta w miarę ich rozdzielczości. Efektywną poprawę uzyskuje się po zastosowaniu dekonwolucji tras sejsmicznych. Wizualna analiza przedstawionych sekcji pseudoimpedancji akustycznej wskazuje na lepsze wyniki wykonania dekonwolucji minimum entropii MED, zwłaszcza dla detekcji anhydrytów. Wynika to ze znacznego kontrastu

własności sprężystych soli kamiennej i soli siarczanowych (anhydrytów) i jest spójne z założeniami teoretycznymi MED.

Praca współfinansowana z działalności statutowej Katedry Geofizyki AGH nr. 11.11.140.769

Literatura

1. Kawalec-Latała E.: The influence of seismic wavelet on the resolution of pseudoimpedance section for construction of underground storage — Wpływ sygnału sejsmicznego na rozdzielczość sekcji pseudoimpedancji akustycznej w rejonie budowy podziemnych magazynów Gospodarka Surowcami Mineralnymi Mineral Resources Management 2008 t. 24 z. 2/3 s. 387÷397

2. Kawalec E.: „Inwersja sejsmiczna w rozpoznawaniu niejednorodności złóż soli perspektywicznych dla budowy podziemnych zbiorników”

Wydawnictwa AGH Kraków, , seria Rozprawy Monografie nr. 201, ISSN 0867-6631 2009.

3. Kawalec-Latała E.: Detection of Salts Deposits Geometry Variation, AGH Journal of Mining and Geoengineering; vol. 36 (2012) No. 2 p. 161÷169.

4. Kawalec-Latała E.: Detekcja soli wtórnie przeobrażonych w pokłado- wych złożach soli kamiennej na podstawie sekcji pseudoimpedancji akustycznej, Przegląd Górniczy; t. 69 nr 3 2013, s. 57÷63.

5. Pieńkowski G., Wagner R.: Magazynowanie węglowodorów w strukturach solnych PROJECT NATO – CCMS – oferta dla Polski, Europy i NATO, Konferencja Paliwowo-Naftowa, Uniwersytet Warszawski 2006.

6. Robinson E.: A.Seismic Inversion and Deconvolution,Geophysica Press, London-Amsterdam 1984.

7. Wiggins R.: A. Minimum Entropy Deconvolution, Geoexploration, vol.16, 1978 pp. 21÷35.

*⁾ Główny Instytut Górnictwa w Katowicach.

UKD 622.333:622.4:622.8

Treść: Zaproponowano metodykę zapewniającą zgodne z przepisami parametry powietrza kopalnianego w wyrobiskach o dużej koncentracji wydobycia, w których panują skrajnie trudne warunki geotermiczne. Przedstawiono zintegrowany system pro- gnozowania, zwalczania i monitorowania zagrożenia klimatycznego dla sieci wyrobisk w głębokiej kopalni węgla kamiennego.

Rozważania przeprowadzono w odniesieniu do poziomów, na których temperatura pierwotna skał jest nie tylko wyższa od 40° C, ale również poziomów, na których temperatura ta dochodzi do 50° C. Wymieniony system składa się z kilku modułów, a mia- nowicie: komputerowej bazy danych dotyczącej badanego obiektu (kopalni, poziomu, partii), zintegrowanej metody progno- zowania warunków klimatycznych dla sieci wentylacyjnej w wyrobiskach z opływowymi prądami powietrza oraz w drążonych wyrobiskach z wentylacją odrębną, schematu temperaturowego rozpatrywanej sieci wentylacyjnej. Metodyka obejmuje sposoby efektywnej i ekonomicznej klimatyzacji głębokiego poziomu wydobywczego, przy wykorzystaniu schematu temperaturowego kopalnianej sieci wentylacyjnej, oraz rozwiązania klimatyzacyjne dla wyrobisk z wentylacją odrębną drążonych w skałach o temperaturze pierwotnej dużo wyższej od 40° C, kontrolę skuteczności podjętych środków prewencji zagrożenia klimatycznego oraz wprowadzenie ewentualnej korekty. Przy takim podejściu do problemu możliwe jest zapewnienie prawidłowych warunków klimatycznych w wyrobiskach górniczych o temperaturze pierwotnej skał zbliżonej do 50° C.

Abstract: This paper presents a methodology which determines the parameters of mining air in highly productive excavations with critical geothermic conditions. An integrated system of forecasting, combating and controlling the climate hazard for excava- tion network in a deep hard coal mine was presented. The considerations included levels at which the original temperature is higher than 40° C and those whose original temperature comes up to 50° C. The mentioned system consists of the following modules: an electronic database for the tested object (mine, level, lot); an integrated method of forecasting climate conditions for ventilation network which includes excavations with streamlined air currents and excavations with separate ventilation;

a temperature scheme of the considered ventilation network; a methodology including an effective and economic ventila- tion system of the deep output levels by the use of the temperature scheme of the ventilation network; ventilation solutions for excavations with separate ventilation driven in rocks with the original temperature significantly higher than 40° C; the inspection of efficiency of the taken measures for protection from the climate hazard as well as the application of potential corrections. Such an approach may ensure proper climate conditions in mining excavations with the original temperature of rocks approaching 50° C.

Dr Józef Knechtel*⁾

Zasady klimatyzacji wyrobisk górniczych

kopalń węgla kamiennego w skrajnie

trudnych warunkach geotermicznych

Ventilation of excavations in hard coal mines in critical

geothermic conditions

Słowa kluczowe:

cieplne warunki pracy, klimatyzacja, przepływ ciepła i masy Key words:

thermal work conditions, ventilation, flow of heat and mass

1. Wprowadzenie

Celem pracy jest stworzenie metodyki zapewniającej zgodne z przepisami parametry powietrza kopalnianego w wy- robiskach o dużej koncentracji wydobycia, w których panują skrajnie trudne warunki geotermiczne oraz współwystępują zagrożenia skojarzone (metanowe, pożarowe, klimatyczne).

Przedstawiono zintegrowany system prognozowania, zwal- czania i monitorowania zagrożenia klimatycznego dla sieci wyrobisk w głębokiej kopalni węgla kamiennego. W syste-

mie tym chodzi o to, aby parametry mikroklimatu, zgodne z obowiązującymi przepisami, były zapewnione we wszyst- kich wyrobiskach danego poziomu. Rozważania prowadzi się w odniesieniu do poziomu (lub poziomów), na których temperatura pierwotna skał otaczających jest dużo wyższa od 40°C (jednak nie wyższa od 50°C). Wymieniony system składa się z kilku modułów, a mianowicie:

a) komputerowa baza danych dotycząca badanego obiektu (kopalni, poziomu, partii),

b) zintegrowana metoda prognozowania warunków klima- tycznych dla sieci wentylacyjnej obejmującej wyrobiska z opływowymi prądami powietrza oraz drążonych wy-

robisk z wentylacją odrębną (ssącą wentylacją lutniową i tłoczącą wentylacją lutniową),

c) schemat temperaturowy rozpatrywanej sieci wentylacyjnej opracowany na podstawie danych zawartych w module pierwszym oraz wyników prognoz klimatycznych, d) sposoby efektywnej i ekonomicznej klimatyzacji głębokie-

go poziomu wydobywczego przy wykorzystaniu schematu temperaturowego kopalnianej sieci wentylacyjnej, e) rozwiązania klimatyzacyjne dla wyrobisk z wentylacją

odrębną drążonych w skałach o temperaturze pierwotnej dużo wyższej od 40°C,

f) kontrola skuteczności podjętych środków prewencji za- grożenia klimatycznego oraz wprowadzenie ewentualnej korekty.

Przy takim podejściu do problemu jest możliwe zapew- nienie prawidłowych warunków klimatycznych w wyrobi- skach górniczych, w których temperatura pierwotna skał jest zbliżona do 50°C.

2. Komputerowa baza danych

Przedstawiona tutaj baza danych dotyczy warunków polskich kopalń węgla kamiennego (całej kopalni, poziomu, partii). Może ona być wykorzystana w odniesieniu do innych obiektów (np. kopalń miedzi lub innych kopalń głębinowych wydobywających kopaliny użyteczne). Zawiera schemat przestrzenny badanego obiektu (kopalni, poziomu, partii), mapy izolinii temperatury pierwotnej skał (kopalń GOP, LZW), dane dotyczące własności fizyko-termicznych skał, dane dotyczące geometrii wyrobisk wchodzących w skład badanej sieci wyrobisk oraz ich wyposażenia, dane dotyczą- ce transportu urobku, posiadanego potencjału chłodniczego, a dla wyrobisk z wentylacją odrębną również dane dotyczące instalacji lutniowej.

Sposób tworzenia bazy danych pokazano na przykładzie

„wirtualnej” kopalni węgla kamiennego, prowadzącej eks- ploatację z trzech głębokich poziomów (rys. 1). Tablice 1, 2 i 3 zawierają dane dotyczące wyrobisk z opływowym prądem powietrza, zaś tablica 4 zawiera dane dotyczące drążonych wyrobisk z wentylacją odrębną.

W tablicach 1, 2 i 3, w poszczególnych kolumnach zesta- wiono: numer bocznicy (wyrobiska), nazwę bocznicy, pole powierzchni przekroju poprzecznego A, strumień objętości powietrza płynącego bocznicą V, współczynnik określający, jaka część obwodu wyrobiska jest odsłonięta przez węgiel k_w, wysokości geodezyjne przekroju wlotu powietrza do bocznicy z_d i jego wypływu z_w, długość bocznicy L, rodzaj wyrobiska (RW). Przyjęto, że dla wyrobisk kamiennych RW = 1, dla wyrobisk węglowych RW = 2, dla chodników podścianowych i nadścianowych RW = 3 oraz dla ścian eksploatacyjnych RW

= 4. W kolejnych kolumnach podano: temperaturę pierwotną skał t_pg, czas przewietrzania bocznicy τ, moce zainstalowa- ne urządzeń elektrycznych N oraz masę transportowanego urobku m_w.

W tablicy 4 w poszczególnych wierszach zestawiono:

temperaturę powietrza świeżego mierzonego termometrem suchym t₀ i wilgotnym t_φ0, ciśnienie barometryczne p₀, jednostkowy opór aerodynamiczny lutniociągu r₀, funk- cję intensywności uszkodzeń lutni λ, średnicę lutniociągu D_l, przewidywany strumień objętości powietrza w strefie przodkowej V_k, współczynnik nieszczelności lutniociągu k, długość bocznicy L, pole powierzchni przekroju poprzecz- nego bocznicy A, współczynnik przewodnictwa cieplnego skał λ_q, współczynnik wyrównywania temperatury skał a_q, kąt nachylenia wyrobiska γ, stopień geotermiczny Γ, grubość ścianki lutniociągu δ_l, procentowe przysłonięcie wolnego dla

przepływu powietrza przekroju poprzecznego wyrobiska G, temperaturę pierwotną skał na początku wyrobiska (t_pg), postęp wyrobiska P, średnicę rurociągu wodnego D_rw i sprężonego powietrza D_sp, masę transportowanego urobku m_w, łączną moc zainstalowaną urządzeń elektrycznych ΣN_m, długość obwodu wyrobiska odsłoniętą przez węgiel B_w, łączną moc przenoszoną przez kable elektryczne ΣN_k.

Parametry powietrza świeżego, dopływającego do wyrobi- ska (t₀ oraz t_φ0) przyjmuje się jako wynik prognozy klimatycz- nej dla wyrobiska, którym to powietrze zostało doprowadzone.

Temperaturę pierwotną skał przyjmuje się na podstawie map izolinii [6, 7, 15]. Wielkości charakteryzujące jakość lutniociągu (r₀, k, λ) przyjmuje się na podstawie literatury [1, 2, 25, 26], własności fizyko-termiczne skał (λ_q, a_q) również przyjmuje się na podstawie literatury [3]. Pozostałe wielkości należy przyjąć na podstawie analizy map pokładowych, planu ruchu i harmonogramu wydobycia.

W tablicach 1 do 4 przyjęto alternatywnie dwie wartości strumienia objętości powietrza – V.

W tablicy 5, dotyczącej posiadanego przez kopalnię po- tencjału chłodniczego w poszczególnych kolumnach podano:

typ ziębiarki (wraz z producentem), jej moc chłodniczą oraz liczbę sztuk danego typu.

Do wymienionej bazy danych należy dołączyć mapy izolinii temperatury pierwotnej skał. Można tutaj skorzystać z atlasu map podanego w pracach [6, 15].

3. Zintegrowana metoda prognozowania warunków kli- matycznych dla sieci wyrobisk

Zintegrowana metoda prognozowania warunków kli- matycznych składa się z trzech modułów [4, 20]. Pierwszy z nich dotyczy prognozowania parametrów mikroklimatu w wyrobiskach z opływowym prądem powietrza. Został on opracowany w oparciu o metodę opisaną w pracy [5]. Drugi moduł dotyczy prognozowania warunków klimatycznych w drążonych wyrobiskach z wentylacją odrębną. Został on opracowany na podstawie metod prognozowania opisanych w pracach [8, 9, 10, 11]. Trzeci moduł dotyczy określenia parametrów powietrza za ziębiarką. W zależności od rodzaju wyrobiska do obliczeń wybieramy jeden z dwóch pierwszych modułów. Przykłady praktycznego korzystania z tej metody podano w pracy [20].

4. Schemat temperaturowy kopalnianej sieci wentylacyj- nej

Jednym z narzędzi, pozwalającym ocenić stopień zagro- żenia klimatycznego dla grupy wyrobisk, partii, poziomu lub całej sieci wentylacyjnej, jest schemat temperaturowy tej sieci [17]. Jego analiza pozwala nie tylko ocenić stan zagrożenia klimatycznego, jego przyczyny, ale również zasugerować środki poprawy [19]. Schemat temperaturowy przypomina schemat potencjalny kopalnianej sieci wentylacyjnej. Jednak w odróżnieniu od schematu potencjalnego zawiera on więcej informacji o bocznicach sieci (wyrobiskach górniczych).

Między innymi, rodzaj linii łączących punkty o określonych wartościach temperatury (potencjału ruchu ciepła) jest zwią- zany z zakresem długości odpowiadających im wyrobisk.

Na trasie wyrobiska zlokalizowane są źródła ciepła (znaki koloru czerwonego) i zimna (znaki koloru niebieskiego).

Kształty znaków dotyczących źródeł ciepła i zimna oznaczają zakres mocy danego źródła. Każda linia ma kolor przypisany określonemu zakresowi strumienia objętości przepływającego powietrza. Zasadniczy wpływ na temperaturę powietrza na