Przegląd Górniczy, 2014, nr 2

(1)

O ST A W ZR

YS

ZENIE

INŻYNIERÓW I TE CHN

IKÓ W

GÓ

N R T IC A W

1

12 18

25

31

37

45

52

60

68

O ST A W ZR

YS

ZENIE

INŻYNIERÓW I TE CHN

IKÓ W

GÓ

N R T IC A W

Nr 2/2014

„Destrukcja górotworu w otoczeniu eksploatacji ścianowej”

„Wskaźnik nośności CBR kompozytów z odpadów powęglowych i popiołu lotnego”

„Eksploatacja pokładów cienkich metodą zwiercania”

„Formy i rezultaty współpracy Państwowego Instytutu Geologicznego z przemysłem i gospodarką w okresie dwudziestolecia międzywojennego”

„Prognoza zatapiania wyrobiska poeksploatacyjnego Świerki”

„Branża węgla brunatnego, stan obecny i perspektywa rozwoju na I połowę XXI wieku”

„Realny scenariusz strategii rozwoju działalności górnictwa węgla brunatnego w Polsce”

„Optymistyczny scenariusz strategii rozwoju działalności górnictwa węgla brunatnego w Polsce”

„Scenariusze zagospodarowania niektórych pozostałych złóż węgla brunatnego”

„Geostatystyczne badania struktury zmienności parametrów jakościowych węgla w Górnośląskim Zagłębiu Węglowym”

prof. dr hab. inż. Władysław Konopko

dr inż. Andrzej Gruchot

dr inż. Zbigniew Rak

mgr inż. Krzysztof Skrzypkowski dr inż. Jerzy Stasica

prof. dr hab. Janusz Skoczylas

dr inż. Krzysztof Polak dr inż. Kazimierz Różkowski mgr inż. Katarzyna Pawlecka mgr inż. Karolina Kaznowska-Opala mgr inż. Wojciech Chudzik

prof. dr hab. inż. Zbigniew Kasztelewicz mgr inż. Mateusz Sikora

dr inż. Maciej Zajączkowski

dr inż. Maciej Zajączkowski dr inż. Zbigniew Kokesz

(2)

(3)

MIESIĘCZNIK STOWARZYSZENIA INŻYNIERÓW I TECHNIKÓW GÓRNICTWA

PRZEGLĄD GÓRNICZY

założono 01.10.1903 r.

Nr 2 (1095) luty 2014 Tom 70 (LXX)

*⁾ Główny Instytut Górnictwa, Katowice

Treść: Przedstawiono uogólnione wyniki badań in situ z zakresu destrukcji górotworu w otoczeniu pól ścianowych w Górnośląskim Zagłębiu Węglowym (GZW). Wskazano na różnice stref zwiększonych naprężeń w pobliżu krawędzi dynamicznej (frontu ściany) i statycznej (chodników przyścianowych), stanowiących o zagrożeniu tąpaniami oraz na strefy destrukcji w pokładzie i w skałach otaczających, stanowiących o zagrożeniu metanowym i pożarowym. Podano zalecenia dla projektowania robót górniczych w pokładach zagrożonych.

Abstract: This paper presents the main results of in situ research in the scope of rock mass destruction in the surroundings of mine fields in Upper Silesia Coal Basin (USCB). The differences of increased stress zones close to the dynamic edge (wall front) and static edge (main gates) were discussed. Those differences determine the rockburst hazard. Besides, there were the zones of destruction in coal seam and the surrounding rocks pointed. These, in turn, determine the methane and fire hazard.

Simultaneously, the recommendations for the development of mining works in unsafe coal seams were presented.

UKD 622.333: 622.2-049.7; 622.83/.84

Słowa kluczowe:

górnictwo węglowe, eksploatacja, ruchy górotworu Key words:

coal mining, exploitation, rock mass movements

Prof. dr hab. inż. Władysław Konopko*⁾

Destrukcja górotworu w otoczeniu

eksploatacji ścianowej

Rock mass destruction in the surroundings

of longwall mining

1. Wprowadzenie

Truizmem jest twierdzenie, że poznanie miejsca i stanu zagrożenia stanowi podstawowe kryterium opracowania bez- piecznych warunków realizacji określonych zadań. Dotyczy to nie tylko górnictwa, ale i wszystkich zawodów. Oczywiście wartość stanu zagrożenia posiada bezpośredni związek z ryzykiem wystąpienia niebezpiecznego zdarzenia lub kata- strofy. Ograniczanie stanu zagrożenia poprzez zastosowanie odpowiednich metod i środków pociąga za sobą określone koszty. Przy pewnym stanie zagrożenia roboty górnicze tracą ekonomiczny sens lub też nieuchronnie realizowane będą w warunkach nietolerowalnego ryzyka.

Z drugiej strony, koszty bezpiecznej realizacji zadań za- leżą również od stanu wiedzy o miejscu i stanie zagrożenia.

Im mniejsza ich znajomość – tym bardziej rygorystyczne, a tym samym i bardziej kosztochłonne są metody opanowania

stanu zagrożenia, jego wyeliminowania lub ograniczenia do poziomu tolerowalnego ryzyka.

Eksploatacja złoża powoduje pewne zmiany w góro- tworze dotyczące stanu naprężenia, przemieszczenia, wła- sności wytrzymałościowo-deformacyjnych stał, ich gazo- i wodoprzepuszczalności i inne. Poznanie zakresu i miejsc tych zmian stwarza podstawę do zaprojektowania możliwie najbezpieczniejszego sposobu wybierania złoża. Znajomość lokalizacji stref podwyższonych naprężeń pozwoli na lo- kalizację wyrobisk korytarzowych poza tymi strefami, a w przypadku nieuchronności przejścia wyrobiskami takich stref – zastosowania odpowiednich metod skutecznej profilaktyki, zarówno w tych miejscach, jak i na ich obrzeżu, celem zwięk- szenia stopnia bezpieczeństwa w przypadku niepewności co do dokładności określenia lokalizacji tych stref. Równocześnie przy uwzględnieniu stref podwyższonych naprężeń i zmian parametrów wytrzymałościowo-deformacyjnych skał można odpowiednio zaprojektować obudowę wyrobisk – wzmoc- nioną tylko w miejscach wyznaczonych, a nie obligatoryjnie na całej długości wyrobiska. Również powyższe obliguje do operatywnego wprowadzania odpowiednich zmian w technologii drążenia wyrobisk [6, 20].

(4)

Zmiany przemieszczenia, naprężenia i parametrów wy- trzymałościowych skał w otaczającym górotworze dają pod- stawę do oceny stanu zagrożenia bezpiecznego wykonywania i/lub utrzymywania wyrobisk w górotworze podbieranym lub nadbieranym, pozostającym w zasięgu wpływów projektowa- nej eksploatacji. Właściwa ocena pozwoli na uprzednie przy- gotowanie wyrobisk na te wpływy – np. przez wzmocnienie obudowy, wyłączenie wyrobisk na określony czas z ruchu, podsadzenie, wreszcie na bezpieczną likwidację przed wy- stąpieniem niebezpiecznych przejawów ciśnienia górotworu.

Aktualnie około 75% wydobycia węgla uzyskuje się z pokładów metanowych [13]. Zagrożenie ich wybierania zwiększane jest dopływem metanu z pokładów (ogólnie z górotworu) wyżej i niżej zalegających, pozostających w za- sięgu destrukcyjnego wpływu danej eksploatacji. Relatywnie dokładne określenie zarówno zasięgu w pionie i poziomie destrukcji górotworu oraz zmian współczynnika gazoprze- puszczalności [18] pozwoli na właściwą prognozę metano- wości bezwzględnej ścian. Umożliwi to ustalenie wielkości produkcji, opracowanie technologii eksploatacji i profilaktyki dla zapewnienia nieprzekraczania metanowości kryterialnej [10, 11] na całym wybiegu ściany przy uwzględnieniu meta- nonośności pokładu i jej zmienności na wybiegu ściany. Da podstawę do operatywnego dostosowywania zmian prędkości postępu ściany ze względu na zagrożenie metanowe.

Podobne uwagi dotyczą również prognozy i profilaktyki zagrożenia wodnego i innych, jak również doboru możliwie bezkolizyjnych metod profilaktyki dla ograniczenia stanu zagrożeń skojarzonych [5].

Podane niżej informacje co do zasięgu wpływu na ota- czający górotwór eksploatacji pokładów węgla bazują na wynikach badań prowadzonych przez szereg lat przez Zakład Tąpań i Mechaniki Górotworu Głównego Instytutu Górnictwa w różnych kopalniach GZW [7, 14].

2. Osiadanie skał stropu nad polem ścianowym

Badania dołowe przemieszczeń skał stropu (górotwo- ru) w otoczeniu pola ścianowego, dla dostatecznie długiej

krawędzi (calizna węglowa – zroby), wykazują następujące prawidłowości [7]:

– mierzalne (>1mm) wartości obniżenia stropu rozpoczynają się w odległości 50 - 30 m przed linią frontu ściany, – w linii frontu czynnej ściany (to jest względem krawędzi

dynamicznej) osiadanie stropu osiąga wartość 2-4% wy- sokości eksploatacyjnej pokładu (wysokości ściany), – punkt przegięcia krzywej osiadania stropu występuje nad

zrobami w pewnej odległości (najczęściej kilkunastu do kilkudziesięciu metrów) za linią frontu ściany,

– stabilizacja osiadania stropu zachodzi w odległości 150 -200m za linią frontu ściany, rzadko więcej,

– krzywa osiadania stropu nie jest symetryczna względem punktu przegięcia, największa krzywizna występuje w po- bliżu linii frontu ściany, znacznie mniejsza – nad zrobami, – przy eksploatacji z zawałem stropu wartość osiadania

pierwszej warstwy stropu nad zrobami jest identyczna z wysokością ściany,

– przy zaawansowanej eksploatacji, to jest przy dostatecznie dużej powierzchni zrobów, osiadanie górotworu w zasięgu wpływów tej eksploatacji zachodzi od stropu pokładu do powierzchni terenu,

– wartość osiadania stropu nad zrobami, niezależnie od sposobu kierowania stropem, jest większa od wartości osiadania powierzchni terenu spowodowanego tą eksploatacją.

Przybliżoną krzywą osiadania stropu w rejonie eksploatacji ścianowej przedstawiono na rys. 1.

Dołowe wyniki badań osiadania stropu A. Biliński [1]

aproksymował dwoma rodzajami zależności empirycznych – zależnością wykładniczą typu y = Ae^bx - osiadanie stropu przed linią frontu ściany i zależnością ekspotencjalną typu y

= Cx/(d+kx) - za linią frontu ściany.

Wykorzystując wymienione wyniki pomiarów podał przy- bliżone przebiegi osiadania stropu nad polami eksploatacji z zawałem stropu i z podsadzką hydrauliczną dla stropów łatwo i trudno rabujących się. Dla przykładu podano je dla eksploatacji z zawałem stopu (rys. 2).

Istotne jest wykazanie przez A. Bilińskiego izolinii osiadania stropu o przebiegu zbliżonym do prostokątnego i zawęża-

Rys. 1. Schemat osiadania stropu ściany zawałowej w środku jej długości w linii prostopadłej do jej frontu

Fig. 1. Scheme of longwall with caving roof subsidence in its length middle in perpendicular to its front

(5)

jących się prostokątów względem środka długości ściany, co w przekroju równoległym do frontu ściany czyni ten przekrój w kształcie trapezu. Późniejsze badania to potwierdziły [14].

Pozwala to na zbudowanie uproszczonego modelu przemieszczenia stropu nad polem eksploatacji ścianowej.

Asymetria osiadania stropu wzdłuż linii frontu ściany wystąpi dla zaawansowanej eksploatacji w parceli, gdzie ściana zlokalizowana jest w jednostronnym otoczeniu zrobów.

Należy przy tym zwrócić uwagę na różnice w wartościach przemieszczeń górotworu względem krawędzi dynamicznej,

jaką stanowi linia frontu ściany i krawędzi statycznej, wyznaczonej ociosem chodnika przyścianowego (tablica 1, rys. 3,).

W otoczeniu krawędzi statycznej wartość przemiesz- czeń stropu i górotworu jest około dwukrotnie wyższa niż w pobliżu krawędzi dynamicznej. W literaturze przedmiotu można spotkać przykłady analizy powyższego w oparciu o teorię bloków przegubowych. Wykazuje się przy tym róż- nice w wartościach i zasięgach stref koncentracji naprężenia i odprężenia na wybiegu ściany i w przekroju równoległym do linii frontu ściany (rys. 4, [16])

Rys. 2. Prawdopodobny przebieg osiadania stropu podczas wybierania pojedynczej ściany na zawał (liczby na warstwicach oznaczają procent maksymalnego osiadania, jakie wystąpi w zrobach po zakończeniu procesu przemieszczania się stropu) a) strop łatwo rabujący się, b) strop trudno rabujący się [1]

Fig. 2. Possible course of roof subsidence during exploitation of a single longwall with caving (numbers in contours are the percentage of maximum subsidence as may occur in gobs after the end of roof movement process) a) easy roof cavability, b) hard roof cavability [1]

Tablica 1. Punkty charakterystycznych wartości osiadania podbieranego górotworu (pokładu) w funkcji odległości od pokładu podbierającego [14]

Table 1. Points of characteristic values of subsidence of the underworked rockmass in relation to the distance from the underworking seam [14]

Punkt charakterystyczny Krawędź w odległości, h

dynamiczna statyczna

1 - początek intensywnych wpływów eksploatacji 1 2

2 - wartość osiadania na krawędzi 0,05 0,14

3 - punkt przegięcia krzywej osiadania 2 1,15

4 - zasięg najbardziej intensywnego osiadania 3 1,5

5 - stabilizacja osiadania 4,5 2

a)

b)

(6)

3. Destrukcja skał stropowych (górotworu) w otoczeniu pól ścianowych

3.1. Eksploatacja z zawałem stropu

Przy eksploatacji z zawałem stropu - zgodnie z wynikami badań - wyróżnia się strefę zawału pełnego, z której skały stropowe opadają do zrobów chaotycznie, tracą kontakt ze skałami sąsiednimi, ulegają obrotowi [17]. Pierwsza warstwa opada bezpośrednio na spodek (spąg) wyrobiska, to jest przemieszcza się o wartość równą wysokości ściany (o wysokość eksploatacyjną pokładu lub jego warstwy), tworząc rumowisko zawałowe. Na skutek rozluzowania rumowisko zwiększa swoją objętość w odniesieniu do objętości skał w caliźnie, z których to rumowisko powstało. Przy pewnej wysokości zawału pełnego i zmniejszenia wysokości powstałej pustki w górotworze, w rezultacie uginania się wyższych warstw stropu spiętrzone skały rumowiska uzyskują kontakt fizyczny ze skałami warstw wyższych, uniemożliwiając dalsze wytwa- rzanie zawału chaotycznego. Wstępnie podparte skały osiadają na skałach rumowiska zawałowego, stopniowo zaciskając je, a same na skutek zwiększającego się ugięcia ulegają spęka- niu, rozwarstwieniu na kontaktach poszczególnych warstw oraz poprzez pionowe przerwania ciągłości uginających się warstw, dzieląc je na wiele bloków [1] tworząc strefę zawału wysokiego [17] Poszczególne bloki przemieszczając się w pionie zachowują ciągły kontakt między blokami skał danej warstwy. W miarę oddalania się w pionie od stropu pokładu zmniejsza się skala spękań i rozluzowania poszczególnych warstw skalnych tak, że w pewnej odległości w pionie od stropu pokładu dalsze warstwy skalne osiadają nad zrobami w sposób ciągły.

Można przyjąć, że przy eksploatacji z zawałem stropu strefa zawału pełnego obejmuje warstwy stropowe do wysokości około 2,0 – krotnej grubości eksploatacyjnej wybieranego pokładu, a strefa zawału wysokiego - około 1,5 - krotnej grubości eksploatacyjnej wybieranego pokładu. Łącznie strefy zawału pełnego i wysokiego tworzą strefę stropu zawało- wego. Osiadanie warstw wyżej zalegających zachodzi aż do powierzchni terenu. Ich destrukcja stopniowo zmniejsza się w miarę oddalania się od stropu pokładu. W pewnej odległości osiadanie skał stropowych można uznać za osiadanie ciągłe, bez istotnego niszczenia ich struktury.

Z doświadczeń wiadomo, że wartość osiadania powierzch- ni terenu w_max nad zrobami zawałowymi jest mniejsza od gru- bości eksploatacyjnej wybranego pokładu (warstwy pokładu grubego) g, czyli

w_max= a g < g (1) gdzie:

a – parametr zależny od sposobu kierowania stropem przy eksploatacji pokładu; przyjmuje się

a_z = 0,7 – 0,8 przy eksploatacji z zawałem stropu [4]

a_h = 0,2 – 0,4 przy eksploatacji z podsadzką hydrauliczną w zależności od jakości materiału podsadzkowego, nachylenia pokładu, jakości podsadzenia i innych czynników.

Oznacza to, że część pustki wytworzonej w rezultacie wybrania pokładu ulega rozproszeniu w górotworze [8].

Wartość rozproszenia jest silnie zróżnicowana w górotworze – największa w strefie zawału pełnego i stopniowo zmniejsza się w miarę oddalania się w pionie od stropu pokładu do wartości gazoprzepuszczalności właściwej dla danej warstwy górotworu.

Zgodnie z wynikami badań metodą reperów wgłębnych z wyrobisk nadległych [7] wartość pionowego przemieszcze- Rys. 3. Porównanie obrzeży niecek osiadania górotworu wzglę-

dem krawędzi statycznej i dynamicznej [14]

Fig. 3. Comparison of rock mass subsidence trough edging in relation to static and dynamic edges

Rys. 4. Rozkład podstawowych stref ciśnienia oporowego, stref podwyższonych naprężeń i odprężeń w przekrojach a) wzdłuż wybiegu, b) równolegle do frontu ściany. I, IV – strefy podwyższonych naprężeń w spągu, II, V – strefy odprężenia w spągu [16]

Fig. 4. Layout of basic zones of resistance pressure, increased stresses and decompressions in cross-sections a) along the panel length, b) in parallel to the wall front. I, IV – zones of increased stresses in the floor, II, V – zones of decompression in the floor [16]

(7)

nia górotworu nad polem eksploatacji ścianowej prowadzonej

z zawałem stropu opisuje zależność (rys. 5) h/g = 0,12 c^-4,656 (2) stąd

h = 0,12g c^-4,656 (2a) gdzie: h – odległość w pionie od stropu eksploatowanego

pokładu

Dla eksploatacji z zawałem stropu c zmienia się w gra- nicach

0,3 ≤ c ≤ 1,0 (3) Z zależności (2a) wynika, że wartość osiadania stropu nad zrobami pokładu wybranego z zawałem stropu zmienia się do odległości około 33 – krotnej wartości g od stropu wybranego pokładu, osiągając tę wartość dla c = 0,3. Stąd górotwór zalegający do wysokości 33g nad stropem wybra- nego pokładu uważa się za strefę górotworu odprężonego, w którym zachodzą fizyczne zmiany jego właściwości (odprę- żenie, spękanie, rozluzowanie, zmniejszenie wytrzymałości).

W dalszej odległości w pionie osiadanie górotworu zachodzi w sposób ciągły, a jego fizyczne zmiany są nieznaczne.

Potwierdzenie powyższych ustaleń można znaleźć w pracy [3], gdzie Autorzy badający skuteczność naturalnego i sztucznego odmetanowania stwierdzili (rys. 6) że:

– Podbierany górotwór na skutek destrukcji udrażnia się wentylacyjnie do wysokości około M = h/g < 25 – krot- nej grubości wybranego pokładu. Do tej wysokości nad stropem pokładu gaz kopalniany na skutek udrożnienia górotworu w wyniku spękań skał swobodnie wypływa do wyrobisk. Jego resztkowe ciśnienie w tej części górotworu nad zrobami jest porównywalne z ciśnieniem atmosfe- rycznym. Przy większych odległościach górotwór ulega pewnemu odprężeniu, jednak spękania skał nie stanowią już dróg swobodnego przemieszczania się metanu do wyrobisk, na skutek tego obserwuje się znaczną różnicę Rys. 5. Zależność parametru c od odległości od stropu pokładu [7]

Fig. 5. Relation between parameter c and the distance from the bed’s roof [7]

Rys. 6. Resztkowe ciśnienie metanu przy naturalnej i sztucznej degazacji pokładów węgla w zależności od odległości podebrania;

1, 2 – resztkowe ciśnienie przy naturalnej i sztucznej degazacji, 3 – różnica ciśnienia resztkowego przy atyralnej i sztucznej degazacji, 4, 5 – zmierzone wartości odpowiednio przy naturalnej i sztucznej degazacji, Po – naturalne ciśnienie metanu, P – obniżone ciśnienie metanu na skutek degazacji [3]

Fig. 6. Post-pressure of methane by natural and artificial degasation of coal seams depending on the distance of underworking; 1, 2 – post-pressure by natural and artificial degasation, 3 – difference of post-pressure by natural and artificial degasation, 4, 5 – intended values by natural and artificial degasation respectively, Po – natural methane pressure, - P – lowered pressure of methane as the result of degasation [3]

(8)

wartości resztkowej ciśnienia gazu w warunkach naturalnego i sztucznego odmetanowania.

– Przy odległości podebrania około M > 110 przy natural- nym odmetanowaniu górotworu i około M > 170 przy sztucznym odmetanowaniu - resztkowe ciśnienie metanu osiąga wartość zbliżoną do wartości ciśnienia pierwotnego.

Można więc przyjąć, że przy tej wartości wskaźnika M podebrania właściwości podebranego górotworu pozostają właściwe dla górotworu pierwotnego.

Zasięg strefy górotworu odprężonego może różnić się w granicach ± 5-10% od podanej wartości średniej w zależności od właściwości skał stropowych [3], (,,+” przy stropach trudno rabujących się, ,,-” przy stropach słabych, łatwo rabujących się, lub w przypadku górotworu wielokrotnie podebranego) [1, 14]. Uwzględniając, że aktualnie eksploatacyjna grubość wybieranych pokładów (to jest wysokość ścian zawałowych) zmienia się w przedziale 1,0 ≤ g ≤ 4,5m - to przy tgβ = 2 maksymalna łączna wysokość strefy zawa- łowej i strefy górotworu odprężonego nad zrobami pokładu - w zależności od wysokości eksploatacyjnej pokładów - mieści się (w zaokrągleniu) w przedziale

33 ≤ h ≤ 150m (4) Wartość przekroju poprzecznego stropu odprężonego zwiększa się od wartości powierzchni stropu zawału peł- nego poprzez wartość powierzchni stropu zawału pełnego do wartości maksymalnej powierzchni stropu odprężonego w odległości około 150 – 200 m od linii frontu ściany, to jest w strefie stabilizacji osiadania górotworu nad zrobami.

Przekrój poprzeczny (równoległy do linii frontu ściany) maksymalnej wartości strefy stropu zawałowego i górotwo- ru odprężonego dla pierwszej wybieranej z zawałem stropu ściany w parceli przyjmuje kształt trapezu (rys. 7).

Jest rzeczą oczywistą, że przy małej długości pierwszej ściany w parceli, której zroby obustronnie otoczone są calizną węglową – wysokość strefy odprężonej nie może osiągać wartości określonej zależnością (2a). Z rys. 2b wynika, że dla długości frontu ściany

L ≤ 0,24gc^-4,656/tgβ (5) zasięg strefy odprężonej co najwyżej może być równy war- tości h określonej zależnością (2a). Ścianę o takiej długości w rozumieniu niniejszej pracy uważa się za ścianę krótką.

Strefa odprężona może przybrać wówczas kształt zbliżony do trójkąta, uzasadniany teorią Cimbariewicza kształtu strefy ciśnień dla wyrobiska korytarzowego [19]. Dla uprzednio po- danego zakresu wysokości ścian zawałowych i przy przyjęciu wartości tgβ = 2 oznacza, że w tym rozumieniu ściany krótkie mieszczą się w przedziale długości 33 – 150 m (rys 7b). Można to przyjąć jako szczególny przypadek kształtu strefy zawa- łowej i górotworu naruszonego nad polem pierwszej ściany zawałowej w parceli. Dla ścian dłuższych strefa odprężona posiada kształt zbliżony do trapezu (rys. 7a). Z dostateczną dla praktyki dokładnością trapezowy kształt strefy naruszonej można również przyjąć dla rozwiniętej eksploatacji w parceli, to jest dla kolejnych ścian w parceli, których pola znajdują się w jednostronnym otoczeniu zrobów.

W określaniu wartości powierzchni przekroju poprzecznego wartości strefy stropu zawałowego i górotworu odprężo- nego nie można pominąć zmienności wartości tgβ, która dla górotworu karbońskiego GZW zmienia się w przedziale [4]

1,5 ≤ tgβ ≤ 3,5 (6) Dolna wartość dotyczy górotworu o wysokich parame- trach zwięzłości, górna – górotworu o małej zwięzłości, gęsto uwarstwionego lub wielokrotnie naruszonego eksploatacją.

Wartości tgβ zmienne są w odniesieniu do krawędzi dynamicznej (przodku ściany) i krawędzi statycznej (wyznaczonej chodnikiem przyścianowym, rys. 3).

Stan zeszczelinowania (rozluzowania) górotworu, a tym samym i jego gazo- i wodoprzepuszczalność, istotnie zmienia się w zależności od odległości od stropu (pułapu) wybieranego pokładu. W strefie stropu zawałowego rozluzowanie i odprężenie skał osiąga swoje maksima, podobnie maksimum osiąga gazo- i wodoprzepuszczalność. W miarę oddalania się w pionie parametry te stopniowo osiągają wartość właściwą dla górotworu nienaruszonego.

3.2. Eksploatacja z podsadzką

Wprowadzenie z zewnątrz materiału podsadzkowego do sukcesywnie likwidowanej części przemieszczającego się wyrobiska eksploatacyjnego oddziałuje na strop wyrobiska w sposób dwojaki:

– ogranicza osiadanie stropu do pozornie zmniejszonej wysokości wyrobiska eksploatacyjnego o kubaturę wprowadzonej podsadzki w przeliczeniu na caliznę wybranego

Rys. 7. Schemat przekroju poprzecznego strefy zawałowej i górotworu odprężo- nego w zależności od długości pierwszej ściany w parceli, a) – ściana długa, b) – ściana krótka

Fig. 7. Scheme of cross-section of caving zone and decompressed rock mass depend- ing on the length of the first wall in parcel, a) – long wall, b) short wall

(9)

pokładu, to jest z pominięciem współczynnika rozluzowania materiału podsadzkowego,

– stosowana technologia podsadzania – wymagająca utrzymywania stropu w podsadzanej części wyrobiska dla umożliwienia wprowadzenia podsadzki – wyklucza możliwość powstania zawału pełnego skał stropowych, a w przypadku relatywnie dokładnego wypełnienia podsadzanej części wyrobiska – nawet wyklucza powstanie zawału wysokiego, więc likwiduje powstanie strefy stropu zawałowego.

Z analizy wartości wypełnienia zrobów podsadzką (w przeliczeniu na caliznę, to jest z pominięciem współ- czynnika rozluzowania materiału podsadzkowego i przy uwzględnieniu konwergencji wyrobiska, jakości materiału podsadzkowego i jakości podsadzenia) wynika, że średnio do przestrzeni podsadzanej wprowadza się 40% podsadzki suchej i 60% - podsadzki hydraulicznej w odniesieniu do kubatury wybranej calizny pokładu [8]. W praktyce podsadzka sucha eliminuje powstanie strefy zawału pełnego, a podsadzka hy- drauliczna – stref zawału pełnego i wysokiego, to jest strefy stropu zawałowego. Destrukcja górotworu przy eksploatacji z podsadzką jest więc odpowiednio mniejsza.

Podaną zależność (2) i (2a) można również stosować do analizy wartości strefy odprężonej przy eksploatacji z podsadzką. Przy wybieraniu złoża z podsadzką parametr g’

w rozumieniu zależności (2) i (2a) wyniesie

g’ = gk (7) gdzie k – współczynnik pozornego zmniejszenia wysoko- ści wyrobiska eksploatacyjnego o kubaturę wprowadzonej podsadzki do zrobów, to jest średnio k = 0,4 dla eksploatacji z podsadzką suchą i k = 0,6 dla eksploatacji z podsadzką hydrauliczną [8].

Potwierdzeniem powyższego może być określana po- miarami wartość w_maxosiadania powierzchni terenu, która dla eksploatacji z zawałem stropu wynosi a_z = (0,7 – 0,8) g, dla eksploatacji z podsadzką suchą a_s = (0,7 – 0,8)g x(1 - k), czyli (0,7 – 0,8) g x0,6 = 0,42- 0,56g, a dla eksploatacji z podsadzką hydrauliczną odpowiednio a_h = (0,7 - 0,8) g x0,4

= 0,28 – 0,32g. Określone w ten sposób wartości parametru a istotnie nie różnią się od podanych w [4].

Zależność (2) przyjmie wówczas postać

h_z/gk = 0,12 c^-4,656 (8) i odpowiednio

h_z = 0,12gk c ^-4,656 (8a) Wysokości wyrobisk ścian z podsadzką hydrauliczną mieszczą się w przedziale 2,0 – 4,5m. Przyjmując wartość k = 0,6, tgβ = 2 i wymieniony przedział wysokości ścian - z zależności (8a) wynika, że maksymalna wysokość strefy odprężonej przy eksploatacji z podsadzką hydrauliczną – dla uprzednio podanych wartości średnich g,k i c - wyniesie

26 ≤ h_z ≤ 59 m (9) 3.3. Strefa odprężona skał spągowych

Osiadanie skał stropowych nad polami eksploatacji ścia- nowej zostało w zadowalającym stopniu zbadane. Praktycznie brak jest takich badań co do przemieszczeń skał spągowych.

Szereg badań wykonano w zakresie przemieszczeń skał wokół wyrobisk korytarzowych, w tym wypiętrzania spodku (spągu) w chodnikach przyścianowych. Ich rezultaty nie mogą stanowić podstawy do oceny destrukcji spągu w polu ścianowym, ponieważ:

– powierzchnia wyrobisk przyścianowych stanowi 2-5%

powierzchni pola ścianowego,

– spodek (spąg) wyrobisk korytarzowych jest długotrwale odkryty, może swobodnie przemieszczać się do wyrobiska, podczas gdy spodek (spąg) w polu ściany praktycznie jest stale w mniejszym lub większym stopniu obciążony – calizną pokładu, obudową, a następnie rumowiskiem zawałowym lub podsadzką stopniowo sprasowywaną przez osiadające skały stropowe,

– spodek (spąg) wyrobisk korytarzowych długotrwale pod- dany jest wietrzeniu, w tym działaniu wody (wilgoci), co zmniejsza parametry wytrzymałościowe skał; w odniesieniu do spodku (spągu) w polu ściany oddziaływanie tego czynnika jest pomijalnie małe.

Miarodajne określenie zasięgu strefy odprężonej skał spągowych można uzyskać konfrontując zbadane wartości zasięgu stref odprężonych, określanych anomalią prędkości rozchodzenia się sejsmicznej fali podłużnej w górotworze nad zrobami (w stropie) i pod zrobami (w spągu) ([2], rys. 8)

Rys. 8. Rozkład anomalii sejsmicznej dla fali po- dłużnej w pokładzie węgla w otoczeniu krawędzi zatrzymanej eksploatacji o gru- bości wybrania g = 2,5 m i czasie wybra- nia 0 - 1 lat; a) ściany z zawałem stropu, b) ściany z podsadzką hydrauliczną [2]

Fig. 8. Layout of seismic anomaly for longitudi- nal wave in coal seam in the surroundings of edge of stopped exploitation of output thickness g = 2,5m over time 0 – 1 year.

(10)

Wyniki badań (rys. 8) i ich interpretacja (rys. 9) jedno- znacznie wskazują, że przy eksploatacji z zawałem stropu zasięg w pionie odprężenia w rezultacie podebrania stanowi około 60% zasięgu odprężenia górotworu spowodowanego nadebraniem. Bardziej zbliżone do siebie jest odprężenie stwierdzone przy eksploatacji z podsadzką hydrauliczną, gdzie ta różnica ogranicza się do około 30%, to jest ustabilizowany zasięg skutków podebrania stanowi 70% skutków nadebrania.

Strefę destrukcji skał spągowych można rozpatrywać wyłączne jako ich odprężenie. Nie zachodzi w niej destrukcja właściwa dla stropu zawałowego w rozumieniu destrukcji skał stropowych, nie ulegają one przemieszczeniom jak skały stropowe. Stąd też nie należy przewidywać liczącego się wpływu miąższości wybieranego pokładu (wysokości wyrobisk ścianowych) na zasięg odprężenia skał spągowych.

Można oczekiwać, że największy zasięg odprężenia skał spągowych wystąpi przy najmniejszej wysokości wyrobisk, kiedy czoło ściany (ocios chodnika) wykazuje największą sztywność. Naprężenia przed linią frontu ściany przekazy- wane przez pokład na spąg będą przy tym najwyższe, a więc i zachodząca przy tym destrukcja skał spągowych osiągnie wartość największą.

Biorąc powyższe pod uwagę, dla eksploatacji z zawałem stropu z zależności (4) otrzymamy (h_sz = 0,6xh_min = 0,6x33m

= ~20m)

h_sz = ~20m (10) Odpowiednio dla eksploatacji z podsadzką hydrauliczną – przy uwzględnieniu zależności (9) otrzymamy (h_sh = 0,7xh_min

= 0,7x26m =~18m

h_sh = ~18m (11) Zmiany właściwości fizycznych skał spągu zachodzące w strefie odprężonej będą rezultatem odprężenia. Nie wystąpi tu strefa zawałowa.

3.4. Destrukcja pokładu

Wykonanie chodników przyścianowych nie powoduje de- formacji pokładu w całym polu ścianowym, a jedynie w strefie oddziaływania chodników. W polu ścianowym istotne zmiany zachodzą podczas eksploatacji pokładu. Do pewnej odległości przed frontem ściany pokład pozostaje nienaruszony, jego cechy są właściwe dla aktualnych uwarunkowań zalegania.

Podobnie stan naprężenia w nim pozostaje właściwym dla danych warunków geologiczno-górniczych. Dla potrzeb niniejszej pracy naprężenie to oznaczmy ogólnym symbolem б_o. W pewnej odległości przed linią frontu ściany rozpoczyna się oddziaływanie podatnie utwierdzonego wspornika skał stro- Rys. 9. Interpretacja anomalii sejsmicznej w rejonie zatrzymanej krawę-

dzi eksploatacji pokładu g = 2,5 m dla t ≤1 roku – a) dla ściany z zawałem stropu, b) dla ściany z podsadzką hydrauliczną wyni- ków badań [2]

Fig. 9. Interpretation of seismic anomaly in the area of stopped edge of exploitation of coal seam g = 2,5m for t ≤1 year a) for longwall with caving, b) for longwall with backfilling of the research results [2]

Rys. 10. Strefy destrukcji górotworu w rejonie eksploatacji ścianowej a) z zawałem stropu, b) z podsadzką hy- drauliczną

Fig. 10. Zones of rock mass destruction in the area of longwall exploitation a) with caving, b) with backfilling

(11)

powych znad wyrobiska ścianowego i zrobów. W pokładzie wytwarza się zwiększony stan naprężenia zwany ciśnieniem eksploatacyjnym, to jest б* ≥ б_o W pewnej odległości przed frontem ściany stan naprężenia osiąga maksimum б*_max., kompakcja pokładu również osiąga wartości maksymalne.

Od tego miejsca rozpoczynają się przemieszczenia punk- tów materialnych w pokładzie w kierunku frontu ściany, co stopniowo zmniejsza składową poziomą stanu naprężenia i w konsekwencji również składową pionową. Wartość naprę- żenia (ciśnienia eksploatacyjnego) б* stopniowo zmniejsza się i w pewnej odległości przed frontem ściany powtórnie zrównu- je się z pierwotnym stanem naprężenia, to jest б* = б_o. Od tego punktu rozpoczyna się destrukcja struktury pokładu, jego spę- kanie, wreszcie opady węgla z czoła ściany (rys.11). Skrajna część pokładu w strefie destrukcji jest urabiana na głębokość zabioru. Ten fragment węgla pokładu ulega rozdrobnieniu.

Linia frontu ściany na głębokość zabioru przemieszcza się w głąb strefy destrukcji.

dzi i równocześnie wpływom ciśnienia eksploatacyjnego.

W tym kontekście dla ograniczenia zagrożenia wystąpienia tąpnięcia istotne znaczenie posiada kierunek zbliżania się czoła wyrobiska do krawędzi – od strony zrobów czy od strony calizny. Linia krawędzi wyznacza bowiem sąsiadują- ce fragmenty górotworu o zróżnicowanych właściwościach.

W strefie podebranej górotwór ulega odprężeniu i spękaniom, a w efekcie zmniejszeniu parametrów wytrzymałościowym skał. Przy wskaźniku podebrania 5 ≤ M ≤ 10 wytrzymałość na ściskanie węgla zmniejsza się o 20–10%, na rozciąganie o 18–10%, odpowiednio iłowca o 15–5% i 12–5%, a pia- skowca o 8–4% i 8–5%. Skały słabsze ulegają więc większym uszkodzeniom niż skały mocne [14].

Przy zbliżaniu się do krawędzi od strony calizny zawęża się pas naprężenia statycznego w resztce, a tym samym pod- wyższa się w pasie wzdłuż krawędzi. Sumując się z ciśnieniem eksploatacyjnym może wytworzyć krytyczny stan naprężenia.

Mniej niekorzystny stan naprężenia wystąpi przy zbliżaniu się do krawędzi od strony strefy zrobów. Uwzględnienia wymaga też zmiana odległościowa w poziomie i w pionie stref pod- wyższonych naprężeń związanych z krawędziami statycznymi i dynamicznymi. Ustalenia te wskażą również na miejsca występowania naprężeń rozciągających, najkorzystniejszych dla stosowania profilaktyk metodami destrukcji górotworu.

Zagrożenie metanowe warunkowane jest – przy prawi- dłowo zaprojektowanej profilaktyce i przewietrzaniu pola ścianowego – metanonośnością eksploatowanego pokładu i dopływem metanu do środowiska ściany z pokładów (gó- rotworu) znajdujących się w strefie stropu zawałowego oraz w strefach odprężenia w stropie i w spągu [9, 10, 11, 20].

Z doświadczeń wynika, że w warunkach GZW odmeta- nowanie w warunkach górotworu nienaruszonego nie daje zadowalających rezultatów. Intensywne wydzielanie metanu z eksploatowanego pokładu następuje ze strefy destrukcji pokładu (rys.11) oraz z urobionego węgla. Różnice w ilości wydzielanego gazu z pokładu i urobku związane są z miejscem urabiania kombajnem w ścianie. Przy rozpoczynaniu cyklu urabiania - metan wydziela się ze strefy destrukcji pokładu, a przy jego kończeniu – również z urobku znajdującego się na całej długości przenośnika ścianowego. Do wyrobiska ścianowego i otoczenia ściany gaz kopalniany przedostaje się również ze zrobów.

Kubatura skał stropu zawałowego, a także skał stref od- prężonych w stropie i spągu istotnie zmienia się w zrobach wraz z odległością od frontu ściany. O ile zawał pełny najczę- ściej zachodzi bezpośrednio za obudową, to zawał wysoki – w odległości kilkunastu metrów od linii frontu ściany, a pełna destrukcja skał stropowych i spągowych o wartościach przed- stawionych na rys. 10 – w strefie stabilizacji przemieszczeń górotworu, a więc w odległości rzędu 150-200 m od linii frontu ściany. W tym przedziale odległościowym zmienia się kubatura górotworu mającego wpływ na wydzielanie metanu (gazu kopalnianego) do środowiska ściany.

Należy zwrócić uwagę na zmianę gazoprzepuszczalności podebranego górotworu w zależności od odległości w pionie rozpatrywanej warstwy skalnej od pokładu. Zgodnie z wynikami badań szczelinowatość skał podebranych przy wskaźniku podebrania 5 ≤ M ≤ 10 zwiększa się o 60–20% dla iłowców i 30–10% dla piaskowców [14].

Zatem metan (gaz kopalniany) wydzielany do środowiska ściany jest sumą metanu desorbowanego z eksploatowanego pokładu, z pokładów ze strefy otaczającego podebranego i nadebranego górotworu oraz gazu wolnego znajdującego się w skałach tych stref, czyli

M = f(g, l, η,V) + φ( l, h, μ_i, η_i, V_i, L) + ψ( l, h_s, μ_is, η_is, V_is, L) + M_w (13) Rys. 11. Schemat zmian stanu naprężenia w polu ścianowym

Fig. 11. Scheme of pressure changes in the wall field

4. Dyskusja możliwości wykorzystania ustaleń dla popra- wy bezpieczeństwa robót górniczych

Pierwotne właściwości górotworu i skał go budujących w istotny sposób ulegają zmianie w zasięgu oddziaływania zaszłości eksploatacyjnych, w tym również bieżąco prowadzonych robót wybierkowych. W obszarze wpływu zrobów górotwór ulega destrukcji – rozwarstwieniom, spękaniom, odprężeniu. Wpływ resztek, krawędzi przejawia się zwięk- szeniem stanu naprężenia, kompakcją masywu skalnego.

Powyższe wywiera istotny wpływ na stan zagrożeń przy prowadzeniu robót górniczych.

Spośród wielu zagrożeń naturalnych i technicznych występujących w kopalniach węgla kamiennego w polach ścianowych dominującymi są zagrożenie powodowane tą- paniami i metanem (zapaleniem i/lub wybuchem metanu, a w konsekwencji – również pyłu węglowego).

W ostatnich latach około 80-90% tąpnięć wystąpiło w chodnikach przyścianowych i w chodnikach, które były zlo- kalizowane w zasięgu oddziaływania bądź resztek bądź kra- wędzi lub przejściowo znalazły się w strefach ciśnień eksploatacyjnych, to jest rezultatów działań eksploatacji pokładów węgla, powodujących lokalne zwiększenie stanu naprężenia w pokładzie lub ogólnie – w górotworze. Rzadsze są przypadki tąpnięć w wyrobiskach ścianowych [15]. Szczególnie wysoki stan zagrożenia tąpaniami występuje w odcinkach wyrobisk poddanych wpływom oddziaływania resztek bądź krawę-

(12)

gdzie:

l – długość ściany,

V – metanonośność eksploatowanego pokładu, h – sumaryczny zasięg strefy zawałowej i strefy odprę-

żonej w stopie pokładu,

μ_i – gazoprzepuszczalność podebranego górotworu w odległości h_i od stropu eksploatowanego pokładu, V_i – metanonośność i – tego podebranego pokładu zale- gającego w odległości h_i od stropu eksploatowanego pokładu,

L – odległość rozpatrywanego punktu w zrobach od frontu ściany,

V_is – metanonośność i – tego pokładu w strefie odprężonej w odległości h_si od spągu eksploatowanego pokładu, h_s – zasięg strefy odprężonej w spągu pokładu, μ_is – gazoprzepuszczalność górotworu w odległości h_si

od spągu eksploatowanego pokładu,

η – współczynnik odmetanowania eksploatowanego pokładu oraz i – tego pokładu podbieranego (η_i) lub nadbieranego (η_si) przy naturalnym lub sztucznym odmetanowaniu ([3] rys. 6), zalegającego odpo- wiednio w odległości h_i lub h_is od eksploatowanego pokładu,

M_w – gaz wolny wydzielany do środowiska ściany.

Dla praktycznego wykorzystania powyższego niezbędne są dalsze badania, w szczególności dla uściślenia gazoprze- puszczalnosci oraz współczynników odmetanowania pokła- dów występujących w strefach odprężenia w podebranym i nadebranym górotworze.

O ile grubość eksploatowanego pokładu (wysokość eksploatacyjna) i jego metannonośność oraz grubość i metanonośność pokładów podbieranych i nadbieranych są czynnikami obiektywnymi, to długość ściany i prędkość jej postępu (wielkość dobowego wydobycia) pozostają w gestii projektanta robót górniczych. Podobnie technologia i zakres stosowania profilaktyki metanowej o znanej lub projektowa- nej skuteczności w znacznym stopniu dowolności może być dobrana i stosowana w aktualnych warunkach technicznych.

Zatem wielkość wydobycia ze ściany może być tak zaprojek- towana na całym jej wybiegu, że w żadnym miejscu nie będzie przekroczona metanowość kryterialna [10, 11].

Problem bezpieczeństwa eksploatacji będzie znacznie bardziej złożony w warunkach równoczesnego występowania zagrożenia tąpaniami i metanem [5]. Jednym ze sposobów ograniczenia zagrożenia metanowego jest przewietrzanie systemem Y. Pociąga to za sobą konieczność utrzymywania dla danej ściany trzech chodników o odpowiednio dużych przekrojach poprzecznych. Dla aktualnej głębokości eksploatacji pokładów metanowych jest to możliwe przy prowadzeniu wybierania ,,od pola” (rys. 12). Jest to sposób niekorzystny ze względu na zagrożenie tąpaniami.

W tych warunkach pozostaje dla projektanta wybór:

– zachowania tradycyjnie przyjmowanej długości ściany rzędu 250 m z przewietrzaniem na Y, o ile w tych warunkach będzie możliwe opanowanie zagrożenia tąpaniami [5, 6, 20] lub

– ścian krótkich przewietrzanych systemem na U, o ile będzie przy tym możliwe opanowanie zagrożenia metanowego przy stosowaniu pomocniczych urządzeń wentylacyjnych [10, 11, 12].

Biorąc pod uwagę konieczność utrzymywania dla każdej ściany trzech chodników przy przewietrzaniu na Y oraz ko- nieczność wykonywania przecinek między parą chodników i utrzymywania tych wyrobisk na pewnym odcinku za frontem ściany - koszty robót chodnikowych dla ściany nawet o długości rzędu 120–150 m mogłyby być równoważne dla

obu sposobów projektowania i prowadzenia ścian. Ściany krótsze miałyby również uzasadnienie wynikające ze zmniejszenia wypływu metanu, zarówno z eksploatowanego pokła- du, jak i ze stref górotworu odprężonego. Możliwa przy tym większa prędkość postępu ścian byłaby korzystna również ze względu na zagrożenie pożarami endogenicznymi.

Bezpieczne wybieranie pokładów w warunkach występo- wania zagrożeń naturalnych, w tym skojarzonych, może być osiągnięte w rezultacie:

– dokonania właściwej oceny stanu poszczególnych zagro- – właściwego zaprojektowania robót górniczych,żeń,

– poprawnego doboru profilaktyk, właściwego miejsca i czasu ich zastosowania,

– bieżącego monitoringu stanu zagrożeń,

– operatywnego weryfikowania profilaktyk stosownie do stwierdzanych monitoringiem zmian stanu zagrożeń, – przyjęcie zasady ograniczonego zaufania do wszelkich

przyjętych ustaleń, co spowoduje szczególną wrażliwość na zachodzące zmiany stanu zagrożeń przy prowadzeniu robót górniczych i profilaktycznych.

Tak zaprojektowane i prowadzone roboty mogą być bezpiecznie realizowane nawet w warunkach obiektywnie istniejącego wysokiego stanu określonego zagrożenia, w tym również stanu zagrożeń skojarzonych.

Literatura

1. Biliński A.: Przejawy ciśnienia górotworu w polach eksploatacji ścia- nowej w pokładach węgla. Politechnika Śląska, Zeszyty Naukowe Nr 221. Gliwice 1968.

2. Dubiński J.: Sejsmiczna metoda wyprzedzającej oceny zagrożenia wstrząsami górniczymi w kopalniach węgla kamiennego. Prace GIG, Seria Dodatkowa, Katowice 1989.

3. Иофис М.А., Малахова И.М.:Повышение безопасности при раз- работке газоносных угольных пластов. Безопасность труда в про- мышленности. № 10, 2010.

4. Knothe S.: Prognozowanie wpływów eksploatacji górniczej.

Wydawnictwo Śląsk, Katowice 1984.

5. Kabiesz J.: Charakterystyka skojarzonych zagrożeń górniczych w aspekcie ich oceny oraz doboru metod prewencji. Prace Naukowe GIG Nr 849, Katowice 2002.

6. Konopko W.: Podstawowe zasady bezpiecznej eksploatacji złoża w górotworze skłonnym do tąpań. „Przegląd Górniczy” 2007, nr 7/8.

Rys. 12. Schemat przewietrzania pola ścianowego na Y przy wybieraniu ,,od pola” przy zaawansowanej eksploata- cji w parceli w warunkach zagrożenia metanowego Fig. 12. Scheme of ventilating the wall field on Y by exploita-

tion “from the field” by advanced exploitation in par- cel in the conditions of methane hazard

(13)

7. Konopko W.: O przemieszczeniach górotworu nad polami ciągłej eksploatacji. Problemy Ochrony Terenów Górniczych. Prace naukowe GIG, seria Konferencje Nr. 41, Katowice 2002.

8. Konopko W.: Wydobycie i destrukcja górotworu w Górnośląskim Zagłębiu Węglowym. „Przegląd Górniczy” 2010, nr 11.

9. Konopko W.: Problemy bezpiecznej eksploatacji pokładów metanowych.

„Bezpieczeństwo Pracy i Ochrona Środowiska w Górnictwie” 2011, nr 3(199), str. 3-9.

10. Konopko W. (red.): Warunki bezpiecznej eksploatacji pokładów węgla zagrożonych metanem, tąpaniami i pożarami endogenicznymi. GIG, Katowice 2010, str. 234.

11. Krause E., Łukowicz K.: Zasady prowadzenia ścian w warunkach zagrożenia metanowego. Główny Instytut Górnictwa. Seria Instrukcje Nr 17, Katowice – Mikołów 2004.

12. Krause E., Łukowicz K.: Dynamiczna prognoza metanowości bez- względnej ścian (poradnik techniczny). GIG, KD ,,Barbara, Katowice – Mikołów 2000.

13. Krause E., Łukowicz K., Gruszka A.: Zasady przewietrzania wyrobisk górniczych w warunkach zagrożenia metanowego wraz z doborem urzą-

dzeń wentylacyjnych dla jego zwalczania. Wydanie drugie poprawione, Wydawnictwo GIG, seria Instrukcje 2000, nr 8.

14. Krause E., Sebastian Z.: Zagrożenie gazowe. Praca zbiorowa pod kierunkiem W. Konopko. Raport roczny 2012 o stanie podstawowych zagrożeń naturalnych i technicznych w górnictwie węgla kamiennego.

GIG, Katowice 2013.

15. Łojas J., Konopko W.: Kryteria nie niszczącego podbierania pokładów węgla. „Przegląd Górniczy” 1981, nr 7-8.

16. Patyńska R.: Zagrożenie tąpaniami. Praca zbiorowa pod kierunkiem W. Konopko. Raport roczny 2012 o stanie podstawowych zagrożeń naturalnych i technicznych w górnictwie węgla kamiennego. GIG, Katowice 2013.

17. Piwniak G. G., Tabaczenko N. M., Dyczkowski R. E., Falsztynski W. S.:

Zarządanie ryzykiem w górnictwie. Wydawnictwo GIG. Katowice 2013.

18. Ropski S., Zdański J.: Zachowanie się stropu nad pokładem wybieranym z zawałem. „Przegląd Górniczy” 1965, nr 10.

19. Ryncarz T.: Zarys fizyki górotworu. Śląskie Wydawnictwo Techniczne.

Katowice 1993.

20. Sałustowicz A.: Mechanika górotworu. Wydawnictwo Śląsk, Katowice 1953.

Zwiększajmy prenumeratę

najstarszego – czołowego miesięcznika

Stowarzyszenia Inżynierów i Techników Górnictwa!

Liczba zamawianych egzemplarzy określa zaangażowanie jednostki

gospodarczej w procesie podnoszenia kwalifikacji swoich kadr!

(14)

*⁾ Uniwersytet Rolniczy, Kraków

Treść: W pracy przedstawiono wyniki badań wskaźnika nośności CBR nieprzepalonych odpadów powęglowych pochodzących ze składowiska KWK „Rydułtowy-Anna”, popiołu lotnego ze zsypu z elektrofiltrów Elektrowni „Skawina” oraz ich kompozytów.

Kompozyty przygotowano przy 10, 20 i 30% dodatku popiołów w stosunku do suchej masy odpadów powęglowych. Stwierdzono znaczące zwiększenie wskaźnika nośności kompozytów odpadów powęglowych z popiołem lotnym w stosunku, tak do odpadów powęglowych, jak i popiołu lotnego. Najwyższe jego wartości w zależności od obciążenia próbek uzyskano dla kompozytów z 10-procentowym bądź 20-procentowym dodatkiem popiołu.

Abstract: This paper presents the research results of CBR ratio of unburnt colliery spoils from KWK “Rydłutowy-Anna” landfill, fly ash “Skawina” Power Plant and their composites. The composites were prepared with 10%, 20% and 30% addition of fly ash in relation to dry mass of the colliery spoils. A significant increase in bearing ratio of the composites was stated in relation to the values obtained for both colliery spoils and fly ash. The highest values, depending on the load of samples were obtained for composites with 10% or 20% addition of fly ash.

UKD 622.333: 622.33-027.332: 662.6

Słowa kluczowe:

odpady powęglowe, popiół lotny, kompozyty, wskaźnik nośności CBR Key words:

colliery spoils, fly ash, composites, CBR ratio

Dr inż. Andrzej Gruchot*⁾

Wskaźnik nośności CbR kompozytów

z odpadów powęglowych i popiołu lotnego

California bearing Ratio of composites from colliery spoils

and fly ash

1. Wprowadzenie

W Polsce produkcja energii elektrycznej i cieplnej opiera się głównie na spalaniu węgla kamiennego i brunatnego.

Szacuje się, że zużycie węgla kamiennego w elektrowniach i elektrociepłowniach zawodowych wynosi około 50 mln ton rocznie, a brunatnego ponad 60 mln ton [1]. Powoduje to powstawanie odpadów związanych z wydobyciem węgla, a także jego spalaniem. Materiały te jednak są coraz częściej postrzegane nie jako odpady, ale cenny materiał lub surowiec stanowiący substytut gruntów mineralnych, tak gruboziarni- stych (łupki przywęglowe), jak i drobnoziarnistych (odpady poenergetyczne). Takie podejście powoduje ograniczenie objętości składowanych materiałów, a co za tym idzie ochronę zasobów naturalnych i ograniczenie wpływu składowisk na środowisko naturalne [10].

Odpady powęglowe stanowiące mieszaninę płonnej skały karbońskiej są wykorzystywane głównie do celów budownictwa drogowego i hydrotechnicznego jako kruszywo sztuczne, z którego można budować ziemne nasypy drogowe czy też obwałowania cieków [3, 6, 7]. Wymaga to jednak właściwego rozpoznania geotechnicznego tych materiałów ze względu na złożony skład petrograficzny i tym samym zmienność ich właściwości geotechnicznych. Wpływa to także na przyjęcie właściwej technologii ich wbudowywania w nasyp, dostoso- wanej do typu odpadów powęglowych (przepalone, nieprze- palone) i rodzaju obiektu.

Odpady poenergetyczne (uboczne produkty spalania) są materiałem o szerokim zakresie uziarnienia i dość dużej zmienności właściwości fizycznych, chemicznych jak i geotechnicznych. Jest to uzależnione od rodzaju zastosowanego paliwa (węgiel, biomasa), technologii jego przygotowania, metody spalania (kotły tradycyjne, fluidalne) oraz sposobu odbioru, transportu i składowania odpadów. Największym odbiorcą odpadów najdrobniejszych, a więc popiołu lotnego jest przemysł budowlany oraz cementownie. Materiał grubszy może być stosowany do celów budownictwa drogowego, głównie na dolne warstwy nasypów poniżej strefy przemarzania lub na górne warstwy nasypów w strefie przemarzania pod warunkiem izolowania ich od wpływu wody. Należy jednak zaznaczyć, że podbudowy dróg, a tym samym materiał, z któ- rego są wykonane musi być odporny na działanie czynników klimatycznych – wysokie lub niskie temperatury, czy też cykle zamrażanie-odmrażanie. W konsekwencji materiały te muszą przejść pozytywną weryfikację w aspekcie ich właściwości geotechnicznych. Wykorzystanie odpadów poenergatyczncyh to nie tylko zastosowanie ich jako materiału samodzielnego do formowania np. nasypów, ale także wzmacnianie słabonośne- go naturalnego podłoża drogowego poprzez jego stabilizację np. popiołami lotnymi [2, 5, 8].

Chcąc zwiększyć zakres stosowania odpadów przemysło- wych do celów budownictwa ziemnego, można także wpływać na ich właściwości geotechniczne przez stosowanie mieszanek odpadów [4, 9]. Pozwala to zwiększyć szczelność odpadów, polepszyć ich nośności czy też zwiększyć wytrzymałość na ścinanie.

(15)

2. Cel i metody badań

Celem badań było określenie nośności mieszanek wybra- nych odpadów powęglowych z popiołami lotnymi w aspekcie ich wykorzystania jako kompozytów z gruntów antropoge- nicznych do wznoszenia nasypów budownictwa drogowego.

Badania obejmowały oznaczenie charakterystyki geotechnicznej oraz wskaźnika nośności CBR nieprzepalonych odpadów powęglowych pochodzących ze składowiska KWK

„Rydułtowy-Anna”, popiołu lotnego ze zsypu z elektrofiltrów Elektrowni „Skawina” oraz ich kompozytów. Kompozyty przygotowano przy 10, 20 i 30% dodatku popiołów w stosunku do suchej masy odpadów powęglowych.

Podstawowe właściwości fizyczne oraz parametry za- gęszczalności oznaczono metodami standardowymi. Skład uziarnienia odpadów oznaczono metodą sitową dla ziarn i cząstek większych od 0,063 mm oraz metodą areometrycz- ną dla cząstek mniejszych od 0,063 mm. Gęstość właściwą szkieletu oznaczono metodą kolby miarowej w wodzie destylowanej. Wilgotność optymalną i maksymalną gęstość objętościową szkieletu oznaczono w aparacie Proctora w cy- lindrze o objętości 2,2 dm³dla odpadów powęglowych i ich mieszanek oraz 1,0 dm³ dla popiołów lotnych, przy energii zagęszczania 0,59 J×cm^-3.

Badania wskaźnika nośności CBR przeprowadzono na próbkach odpadów powęglowych i ich mieszanek o uziarnieniu mniejszym od 31,5 mm zgodnie z normą [PN-S- 02205:1998] oraz na próbkach popiołów lotnych o pełnym uziarnieniu. Wilgotność wyjściową wyznaczono zgodnie z normą [PN-S-02205:1998] z krzywej zagęszczalności i odpowiadała ona 99% wartości maksymalnej gęstości obję- tościowej szkieletu. Wskaźnik zagęszczenia próbek wynosił od 0,97 do 0,99.

Wartości wskaźnika nośności określono na próbkach bezpośrednio po zagęszczeniu oraz po 4 dobach nasączania wodą [12], bez obciążenia i przy obciążeniu siłą 22 i 44 N przy penetracji trzpienia o powierzchni 20 cm² do głęboko- ści 2,5 i 5,0 mm z prędkością 1,25 mm×min^-1. Jako wartość miarodajną przyjęto wyższą wartość wskaźnika nośności.

W trakcie procesu nasączania próbek wodą rejestrowano zmiany ich wysokości co pozwoliło określić wielkość pęcznienia liniowego wyrażonego w procentach jako stosunek przyro- stu wysokości do początkowej wysokości próbki. Analizę uzyskanych wyników przeprowadzone w oparciu o wartości średnie wskaźnika nośności z co najmniej dwóch powtórzeń i wilgotność w strefie penetracji trzpienia.

3. Wyniki badań i ich analiza

3.1. Podstawowe właściwości geotechniczne

W składzie uziarnienia odpadów powęglowych domi- nowała frakcja żwirowa, której udział wynosił 88%, frakcji piaskowej było blisko 9%, pyłowej ponad 2%, a iłowej ponad 1% (rys. 1). Według nomenklatury geotechnicznej uziarnienie odpadów powęglowych odpowiadało kilkufrakcyjnym żwi- rom średnim (tab. 1). W przypadku popiołów lotnych przewa- żała frakcja pyłowa, której zawartość wynosiła ponad 86%, udział frakcji piaskowej wynosił 8%, a iłowej ponad 5%. Pod względem geotechnicznym popiół lotny został sklasyfikowany jako jednofrakcyjny pył.

W składzie uziarnienia kompozytów odpadów powęglo- wych z popiołem dominowała frakcja żwirowa, której zawar- tość zmniejszała się wraz ze wzrostem zawartości popiołu i wynosiła od 74% przy dodatku popiołu 10% do około 64%

przy dodatku 30% popiołu (rys. 1). Zawartość frakcji piaskowej wahała się w przedziale od 10 do 14%, podobnie pyłowej – od 10 do 18%, a iłowej zwiększała się od około 2% do blisko 7%

wraz ze wzrostem dodatku popiołu (tab. 1). Według nomenklatury geotechnicznej mieszanka odpadów powęglowych z dodatkiem 10% popiołów odpowiadała żwirom średnim, z dodatkiem 20% - żwirom pylastym, a z dodatkiem 30% - żwirom ilastym. Wskaźnik różnoziarnistości wynosił od 400 do 1481, co pozwoliło określić mieszanki jako wielofrakcyjne.

Gęstość właściwa szkieletu odpadów powęglowych wy- nosiła 2,37 g×cm^-3, popiołu lotnego była znacznie mniejsza i wynosiła około 2,24 g×cm^-3. W przypadku kompozytów od- padów powęglowych z popiołem gęstość właściwa szkieletu wynosiła średnio 2,28 g×cm^-3.

3.2. Parametry zagęszczalności

Maksymalna gęstość objętościowa szkieletu odpadów po- węglowych była wysoka i wynosiła 1,83 g·cm^-3, a popiołu lotnego znacznie niższa, bo wynosząca średnio 1,12 g·cm^-3 (rys. 2).

Dodatek popiołu w ilości 10% do odpadów powęglowych spowodował wzrost analizowanego parametru o 0,12 g·cm^-3 w stosunku do odpadów bez dodatku popiołu. Zwiększenie udziału popiołu do 20 i 30% w odpadach powęglowych spo- wodowało zmniejszenie maksymalnej gęstości objętościowej szkieletu o ponad 0,2 g·cm^-3 w stosunku do wartości maksymalnej uzyskanej przy 10% dodatku popiołu i 0,1 g·cm^-3 w stosunku do odpadów bez dodatku popiołu (rys. 3a).

Tabela 1. Skład uziarnienia i podstawowe właściwości fizyczne badanych materiałów

Table 1. Composition of grain-size distribution and essential properties of the tested materials

Parametr Odpady

powęglowe Popiół lotny Kompozyty odpadów powęglowych z dodatkiem popiołu w ilości

10% 20% 30%

Zawartość frakcji, % – żwirowa, Gr: 63 ÷ 2 mm – piaskowa, Sa: 2 ÷ 0,063 mm – pyłowa, Si: 0,063 ÷ 0,002 mm – iłowa, Cl: < 0,002 mm

88,08,5 2,31,2

86,58,0 5,5

74,014,0 10,02,0

71,510,5 16,02,0

64,011,5 18,06,5

Nazwa wg [11] MGr Si MGr siGr clGr

Wskaźnik różnoziarnistości, C_U [-] 11,1 3,6 400 667 1481

Wskaźnik krzywizny uziarnienia, C_C [-] 2,3 141,1 26,7 40,0 2,6

Gęstość właściwa szkieletu,

ρ_s, g×cm^-3 2,37 2,24 2,27 2,28 2,29

Wilgotność optymalna, w_opt, % 7,80 34,40-35,90 9,60 12,70 15,20

Maksymalna gęstość objętościowa szkieletu, ρ_ds, g×cm^-3 1,83 1,11-1,13 1,95 1,865 1,725

(16)

Rys. 1. Krzywe uziarnienia badanych materiałów Fig. 1. Size distribution curves of the tested materials

Rys. 2. Krzywe zagęszczalności badanych materiałów

a) odpady powęglowe i ich kompozyty z popiołem lotnym b) popiół lotny Fig. 2. Compactability curves of the tested materials

a) b)

Wilgotność optymalna odpadów powęglowych wyniosła blisko 8% i była 4,5-krotnie niższa od wilgotności optymalnej popiołu lotnego (około 35%). Dodatek popiołu lotnego od 10

do 30% spowodował prawie 2-krotne zwiększenie analizowanego parametru w stosunku do odpadów powęglowych bez dodatku popiołu (rys. 3b).

(17)

3.3. Wskaźnik nośności CbR Odpady powęglowe

Wskaźnik nośności odpadów powęglowych poddanych badaniu bezpośrednio po zagęszczeniu wahał się od około 18 do nieco ponad 29% przy wzroście obciążenia od 0 do 44 N (tab. 2). Nasączanie próbek wodą spowodowało zwiększenie wilgotności o około 2% oraz zmniejszenie wskaźnika nośno- ści o około 3 do 4% (rys. 4) dla wszystkich zastosowanych obciążeń.

3.4. Popiół lotny

Wskaźnik nośności CBR próbek popiołu lotnego poddanych badaniu bezpośrednio po zagęszczeniu w badaniach bez i z obciążeniem wynosił średnio nieco ponad 20%. Wartości te były zbliżone do wskaźnika nośności uzyskanego dla odpadów

Rys. 3. Wpływ dodatku popiołu lotnego na parametry zagęszczalności badanych materiałów a) maksymalna gęstość ob- jętościowa szkieletu, b) wilgotność optymalna

Fig. 3. Impact of the addition of fly ash on the compactability parameters of the tested materials a) maximum dry density of solid particles, b) optimum moisture content

Tabela 2. Średnie wartości wskaźnika nośności CbR i pęcznienia liniowego badanych materiałów Table 2. Mean values of CbR and linear expansion of the tested materials

Materiał

Czas nasączania

wodą t doby

Wilgotność w strefie penetracji

trzpienia, % Wskaźnik nośności

w_noś, % Pęcznienie liniowe p, %

Obciążenie próbek, N

0 22 44 0 22 44 0 22 44

Odpady powęglowe 0 6,6 6,6 6,2 17,8 20,9 29,2 –

4 8,0 7,9 7,6 14,0 16,3 27,8 -0,01 0,02 0,02

Popiół lotny 0 32,9 32,7 33,4 20,7 19,9 21,7 –

4 63,5 54,2 53,3 0,5 3,0 9,5 12,71 4,71 2,44

Kompozyty odpadów powęglo-

wych z dodatkiem popiołów w ilości:

10% 0 8,7 8,3 7,9 44,4 43,1 48,4 –

4 9,4 9,4 10,3 36,5 35,9 42,4 0,07 0,01 0,01

20% 0 11,6 11,8 11,4 34,6 40,4 57,2 –

4 12,4 14,3 13,0 24,9 30,7 41,6 0,18 0,01 0,02

30% 0 13,6 14,6 14,4 25,5 32,5 33,7 –

4 15,7 17,1 15,9 19,7 25,4 28,7 0,27 0,13 0,09

powęglowych (rys. 4). Nie zaobserwowano istotnych zmian w wartościach wskaźnika nośności na skutek zwiększenia obciążenia od 0 do 44 N.

Po 4 dobach nasączania wodą wilgotność popiołu zwięk- szyła się 2-krotnie dla próbek bez obciążenia (do ponad 63%) oraz średnio 1,6-krotnie (do około 53%) przy obciążeniu próbek siłą 22 i 44 N. Tak duże zwiększenie wilgotności spowodowało utratę nośności dla próbek popiołu bez obcią- żenia, a w badaniach z obciążeniem zmniejszenie wskaźnika nośności do 3% przy obciążeniu siłą 22 N i blisko 10% przy obciążeniu siłą 44 N. W oparciu o przeprowadzone badania, stwierdzono istotny wpływ wilgotności, ale także i obciążenia na uzyskane wartości wskaźnika nośności. Wzrost obciąże- nia próbek popiołu spowodował dość znaczne ograniczenie zmniejszenia wskaźnika nośności na skutek nasączania po- piołu wodą (rys. 5).