___________________________________________________________________________
Geomechaniczne aspekty prowadzenia frontu
w kierunku do i od uskoku
z perspektywy ocen zagrożenia tąpaniami
Dariusz Chlebowski, Zbigniew Burtan, Andrzej Zorychta, Jerzy Cieślik
AGH – Akademia Górniczo-Hutnicza im. S. Staszica, Kraków,
chlebo@agh.edu.pl, burtan@agh.edu.pl, zorychta@agh.edu.pl, jerz@agh.edu.pl Streszczenie
W artykule przedstawiono rezultaty modelowania analitycznego w zakresie geomechanicznej odpowiedzi górotworu na prowadzenie frontu robót rozcinkowych w dwóch odwrotnych względem siebie i uskoku kierunkach, ilustrujących zbliżanie się i oddalanie od zaburzenia. Punktem wyjścia podjętych analiz była zmienność współczynnika koncentracji naprężeń i gęstości energii w aspekcie oceny możliwości wystąpienia tąpnięcia na wybiegu frontu dla obu kierunków eksploatacji. W nawiązaniu do problematyki doboru metod profilaktyki tąpa-niowej odniesiono się do kwestii wpływu na wielkość zagrożenia wybranych elementów tech-nologii robót realizowanych w oparciu o systemy komorowo-filarowe.
Słowa kluczowe: eksploatacja podziemna, warunki skrępowane, uskoki, zagrożenie tąpa-niami
Geomechanical aspects of the exploitation front
orientation relative to the fault
in the context of rockburst hazard assessment
AbstractThe paper presents the results of geomechanical, analytical modeling of rock mass behavior for two opposite cases of the exploitation front direction with reference to fault. First direction is the situation when exploitation come near to fault, second one is to move with the exploita-tion from the fault. The rockburst hazard assessment performed in the area ahead of the working face is studied with two factors: stress concentration coefficient and elastic strain energy density coefficient. The influence of the selected technological aspects of room-and-pillar mining exploitation system on rockburst hazard and rockburst prevention methods are discussed.
Key words: underground exploitation, constrained conditions, faults, rockburst hazard
Wprowadzenie
Ogół cech naturalnych, charakteryzujących rodzime złoże rud miedzi, w połączeniu z sukcesywnym sczerpywaniem złoża bilansowego sprawia, że pozyskiwanie tego surowca odbywać się będzie z roku na rok w coraz trudniejszych i bardziej skompli-kowanych uwarunkowaniach geologicznych. Jednym z elementów kreujących wysoki
poziom złożoności tego typu uwarunkowań jest niewątpliwie tektonika nieciągła, jako że cały obszar LGOM położony jest w południowo-zachodniej części monokliny przedsudeckiej, której budowa strukturalno-tektoniczna zdeterminowana jest kolej-nymi fazami sedymentacji i ruchami górotworu. Duże dyslokacje o zrzutach sięgają-cych 100 m tworzą zwykle wiązki mniejszych, rzędu kilku metrów uskoków, a nachy-lenie powierzchni zrzutów jest zróżnicowane od około 30° do 90°. Zaburzenia te, w większości o przebiegu do siebie równoległym lub zbliżonym do równoległego, stanowią strefy o szerokościach dochodzących do 300-400 m, a ponieważ budują je uskoki o zrzutach sumujących się, znoszących i przeciwnie skierowanych, toteż często mamy do czynienia z występowaniem wąskich zrębów lub rowów tektonicz-nych [5]. Według aktualnego rozeznania zdecydowana większość uskoków o du-żych zrzutach ma przebieg NW-SE z odchyleniami na NWW-SEE i NNW-SSE (stre-fa Rudnej Głównej, Głównego Lubina, Szklar Górnych), choć występują też uskoki o kierunkach W-E, NE-SW i NEE-SWW (strefa uskoku Biedrzychowa).
Dotychczasowe doświadczenia górnicze potwierdzają jednoznaczny związek pomiędzy dużymi strukturami tektonicznymi i zagrożeniem sejsmicznym, które w kopalniach rud miedzi powszechnie uznawane jest jako wiodące. Prowadzeniu robót eksploatacyjnych w sąsiedztwie tego typu zaburzeń często towarzyszy ponad-przeciętna aktywność sejsmiczna górotworu, utożsamiana zarówno z ilością indu-kowanych zjawisk, jak i sumarycznym wydatkiem energetycznym [1]. Ponieważ z kolei rejestrowana sejsmiczność górotworu, ze szczególnym uwzględnieniem wstrząsów o najwyższych energiach jest, obok stanu naprężenia i własności geo-mechanicznych ośrodka skalnego jednym z głównych elementów decydujących o możliwości występowania tąpnięć bądź odprężeń, eksploatacja w rejonach silnie zaburzonych tektonicznie wiąże się również z wysokim poziomem zagrożenia tąpa-niami.
Lokalizacja rejonów wydobywczych w obszarze kopalń LGOM oraz geometria i czasoprzestrzenne rozmieszczenie pól wybierkowych w konsekwencji wcześniej-szych dokonań eksploatacyjnych powodują sytuacje (okoliczności), w których fronty robót rozcinkowych przemieszczają się wzdłuż płaszczyzn uskokowych o dużych zrzutach, zbliżają się do nich lub oddalają. Różne kierunki postępu frontów wywołują z kolei zróżnicowane – mniej lub bardziej sprzyjające – warunki do uaktywniania się uskoków, czego wynikiem są między innymi wysokoenergetyczne wstrząsy, w na-stępstwie których częstokroć notuje się zdarzenia dynamiczne ze skutkami w wyro-biskach górniczych. Mając na uwadze ten aspekt eksploatacji złoża w sąsiedztwie uskoków w oparciu o systemy komorowo-filarowe, w artykule dokonano porównaw-czej analizy w zakresie prowadzenia frontu rozcinki w dwóch odwrotnych względem uskoku kierunkach (opisujących zbliżanie i oddalanie od zaburzenia) pod kątem oceny możliwości wystąpienia tąpnięcia na wybiegu. Krótki zarys proponowanej metodyki oceny oraz przytoczone przykładowe wyniki symulacji numerycznych miały na celu przedstawienie ogólnych, jakościowych relacji, dotyczących wpływu kierun-ku prowadzenia robót w stosunkierun-ku do uskokierun-ku na wielkość zagrożenia tąpaniami w aspekcie możliwości doboru odpowiednich metod profilaktyki, głównie długofalo-wej. W ramach tego typu działań odniesiono się do kwestii różnych sposobów kie-rowania stropem, wysokości furty eksploatacyjnej, lokalizacji wyrobisk startowych (rozruchowych) oraz rozwoju stopnia zaawansowania robót.
1. Podstawy teoretyczne metody oceny zagrożenia tąpaniami 1.1. Określenie stanu naprężenia
Mając na uwadze bezpośredni związek pomiędzy wielkością zagrożenia tąpaniami i stanem naprężenia w otoczeniu wyrobisk górniczych, do wyznaczenia jego skła-dowej pionowej na poziomie złoża posłużono się specjalnie skonstruowanym, pła-skim modelem systemu komorowo-filarowego z szerokim otwarciem, opartym na teorii zginania płyt na podłożu odkształcalnym [6] (rys. 1).
Rys. 1. Schemat ideowy modelu komorowo-filarowego systemu eksploatacji
Założono, że utwory skalne budujące zasadniczy strop (o module odkształcalno-ści Estr) i spąg (o module Esp) złoża rud miedzi, charakteryzowane ekwiwalentną
sztywnością zginania (EJ), oraz zroby (o module Ez) i filary technologiczne w strefie
otwarcia (o module EF), traktowane będą jako ośrodki liniowo odkształcalne. Caliznę
pokładu (pseudopokładu) opisano nieliniową odkształcalnością charakterystyki (o modułach Ec, Mc i miąższości hc), aproksymowanej energetycznie równoważnymi
odcinkami prostymi, z uwzględnieniem możliwości zniszczenia struktury wynikającej z warunku wytrzymałościowego Coulomba-Mohra. Wobec powszechnie obserwo-wanych przejawów oddziaływania zaburzeń geologicznych (w tym struktur uskoko-wych) w postaci dodatkowych obciążeń statycznych, jako ogólny schemat zew-nętrznego obciążenia modelowego układu warstw skalnych w otoczeniu frontu robót rozcinkowych zaproponowano nierównomierny rozkład naprężeń pionowych (pz(x))
[2]. Przyjęto, że w pokładzie panuje trójosiowy stan naprężenia, przy czym ze względu na specyfikę modelu płaskiego w opisie pola naprężeń uwzględniano wy-łącznie jednokierunkową niejednorodność podłużną.
1.2. Opis warunków wystąpienia tąpnięcia
Z geomechanicznego punktu widzenia zjawisko tąpnięcia (odprężenia) ma charakter dwufazowy, gdzie w konsekwencji oddziaływania wielu sprzężonych ze sobą czyn-ników naturalnych i technologicznych dochodzi do zniszczenia struktury w obrębie określonego obszaru ośrodka skalnego (faza 1), a następnie przemieszczenia zniszczonej uprzednio masy skalnej w kierunku przestrzeni wybranej (faza 2). Mając na względzie taki mechanizm zjawiska, punktem wyjścia do określenia warunków wystąpienia zdarzenia ze skutkami w wyrobiskach był bilans energetyczny zmian zachodzących w górotworze pod wpływem prowadzonych robót górniczych [7]:
r s k p d z A A A A A A (1)
w funkcji następujących rodzajów energii: zewnętrznej (Az), dynamicznej (Ad),
po-chłanianej (Ap), kinetycznej (Ak), sejsmicznej (As) i rozproszonej (Ar). Z ogólnej
ana-lizy ilościowych relacji wynika, że całkowita ilość docierającej do konkretnego wyro-biska energii sejsmicznej (będącej pochodną energii sprężystej zakumulowanej w źródle wstrząsu) oraz energii rozproszonej (na odkształcenia trwałe) jest przy-najmniej o dwa rzędy wielkości mniejsza od energii kinetycznej skutków tąpnięcia [3, 4]. Wobec powyższego, biorąc pod uwagę fakt, że o dynamicznym charakterze zda-rzenia decyduje niezerowa wartość energii kinetycznej, analizy dotyczące istotnych przemian energetycznych w ośrodku skalnym można sprowadzić do udziału energii zewnętrznej (wynikającej z koncentracji naprężeń wtórnych wokół wyrobiska), dy-namicznej (jako skutku wstrząsu) i pochłanianej (identyfikowanej z pracą zniszcze-nia). W świetle tak sformułowanej tezy warunek wystąpienia tąpnięcia utożsamiane-go z procesem utraty stateczności skał w otoczeniu wyrobiska górniczeutożsamiane-go można zdefiniować w postaci układu nierówności [2, 8]:
r c p ) g ( z max p d z k R ) 0 ( p p 0 A A A A (2)
gdzie oprócz omówionych wcześniej rodzajów energii ingerują dodatkowe parametry opisujące wielkość pierwotnych naprężeń grawitacyjnych (pz
(g)
), dociążenia zew-nętrznego (statycznego i dynamicznego) na froncie robót rozcinkowych (pp(0)) oraz
wytrzymałości residualnej na ściskanie calizny furty eksploatacyjnej (Rcr). Zgodnie
z sygnalizowaną wcześniej kwestią dwufazowości zjawiska, wyrażenie drugie mówi o utworzeniu się strefy spękań, natomiast wyrażenie pierwsze charakteryzuje nad-datek energii w górotworze, która przekształcając się w energię kinetyczną, wywołu-je ruch zniszczonych skał ku przestrzeni roboczej.
2. Idea modelowania eksploatacji w otoczeniu zaburzenia uskokowego
Na bazie opracowanego modelu (jego głównych założeń), uwzględniając specyfikę uwarunkowań geologiczno-górniczych kopalń LGOM, przeprowadzono symulacje komputerowe eksploatacji poziomo zalegającego złoża w sąsiedztwie pojedynczego zaburzenia uskokowego (strefy uskokowej), wraz z opisem towarzyszącego temu procesowi stanu zagrożenia tąpaniami i uwzględnieniem dwóch odwrotnych kierun-ków prowadzenia frontu robót rozcinkowych, ilustrujących:
zbliżanie się do zaburzenia (kierunek do uskoku, rys. 2),
oddalanie się od zaburzenia (kierunek od uskoku, rys. 3).
Rys. 2. Schemat dodatkowych obciążeń zewnętrznych; kierunek do uskoku
Rys. 3. Schemat dodatkowych obciążeń zewnętrznych; kierunek od uskoku
Tak sformułowane zagadnienie, ze względu na orientację płaskiego układu współrzędnych kartezjańskich, wymagało wykorzystania dwóch, względem siebie symetrycznych, zadawanych analitycznie modelowych schematów funkcji obciążeń dodatkowych o przebiegu jakościowo typowym dla oddziaływań uskoku (rys. 2, 3). Wyłącznie do celów porównawczych (wychwycenia możliwie wyraźnych różnic w wynikach) rozpatrywano uskok o zrzucie na tyle znacznym, aby jego występowa-nie mogło wyrażać się istotnymi zmianami stanu naprężenia w otaczającym góro-tworze. Z tego względu założono, że dociążenie maksymalne (pp
max
), wynoszące dokładnie 150% wartości pierwotnych naprężeń grawitacyjnych (pz(g)), oddalone jest
od płaszczyzny uskokowej (x(pp max
)) o 25 m i charakteryzuje się równomiernym spadkiem wartości w miarę oddalania się od niej, uzyskując w odległości 150 m od uskoku wartość pomijalnie małą wynoszącą około 1% pz
(g)
.
Symulacje realizowano dla klasycznego, jednoetapowego systemu komorowo- -filarowego o typowej geometrii otwarcia rzędu kilku pasów, operując uśrednionymi wartościami parametrów geomechanicznych (wytrzymałościowych i odkształcenio-wych) skał w obrębie furty oraz warstw stropu i spągu zasadniczego. Podstawą analiz były sporządzone w formie wykresów płaskich rozkłady:
współczynnika koncentracji naprężeń pionowych, zdefiniowanego ilorazem wartości naprężenia na froncie dla jego bieżącego położenia (zmiennego z postępem) i położenia odpowiadającego stanowi litostatycznemu (poza stre-fą oddziaływania uskoku): ) x ( / ) 0 x ( ) x ( k o z z (3)
wskaźnika gęstości energii zewnętrznej, zdefiniowanego ilorazem gęstości energii dla dwóch analogicznych (jak wyżej) lokalizacji frontu:
) x ( A / ) 0 x ( A ) x ( kA o z z (4)
w funkcji odległości frontu rozcinki od zaburzenia uskokowego (xo). Jakkolwiek do
tąpnięcia dochodzi w sytuacji, gdy energia zewnętrzna przekroczy próg, jaki w pro-cesie zniszczenia calizna furty jest zdolna pochłonąć, to wychodząc z założenia, że przy braku ingerencji elementu dynamicznego moment inicjacji zjawiska jest tożsa-my równości obu rodzajów energii, świadomie nie zamieszczano rozkładów energii pochłanianej. Niemniej zgodnie z zapisem kryterium tąpnięcia rozpatrywano wyłącz-nie sytuacje, dla których zdolność calizny do pochłaniania energii sprężystej ma charakter ograniczony, a wzmiankowany punkt utraty stateczności (równoznaczny tąpnięciu) oznaczano na wykresach odrębnym znacznikiem.
Dla zwiększenia informatywności rezultatu każdy z przygotowanych wykresów prezentuje wyniki kilku przeprowadzonych symulacji, ilustrujących wpływ wybranych elementów technologii robót, a mianowicie:
rozwoju stopnia zaawansowania eksploatacji (sumarycznej rozpiętości strefy roboczej i zrobów własnych),
sposobu kierowania stropem (likwidacji zrobów),
wysokości furty eksploatacyjnej,
usytuowania pasów startowych (ich odległości od zaburzenia),
na kształtowanie się stanu naprężenia (pośrednio również wytężenia) oraz za-grożenia tąpaniami podczas prowadzenia frontu w obu rozpatrywanych kierunkach (do i od uskoku). Analiza otrzymanych wyników pod kątem ingerencji wymienionych
elementów na wielkość obserwowanych parametrów (wskaźników) może być po-mocna dla potrzeb doboru odpowiedniej profilaktyki tąpaniowej, ograniczającej za-grożenie w obszarach przyuskokowych.
3. Rezultaty symulacji numerycznych
Przechodząc do dyskusji wyników podjętych obliczeń numerycznych, należy nad-mienić, że dla poprawy czytelności prezentowanych wykresów każdy z nich zawiera, oprócz przebiegów zmienności obliczonych wskaźników, modelowy schemat obcią-żenia zewnętrznego oznaczony linią przerywaną i opisany na osiach rzędnych do-danych w górnych narożach. Z kolei w celu odseparowania wpływów pochodzących od stopnia rozwoju (zaawansowania) eksploatacji i będących skutkiem oddziaływa-nia uskoku, miejsce rozpoczęcia robót każdorazowo lokalizowano poza obszarem wpływów zaburzenia i oznaczano strzałką w okolicach właściwej współrzędnej osi odciętych.
3.1. Zbliżanie się do zaburzenia uskokowego
Modelowano sukcesywny postęp w kierunku do uskoku długiego frontu wybierko-wego, uruchomionego na bazie wyrobisk startowych, usytuowanych w odległości rzędu 500 m od zaburzenia, z uwzględnieniem dwóch sposobów likwidacji zrobów i trzech różnych wysokości furty eksploatacyjnej. Utożsamiając system kierowania stropem (ugięcie, podsadzka) z własnościami fizycznymi materiału wypełniającego przestrzeń wybraną, rodzaj zrobów modelowano ośrodkami o odmiennej odkształ-calności. W odniesieniu do drugiej z rozpatrywanych kwestii przyjęto, że eksploata-cja odbywa się z ugięciem stropu, natomiast wysokość furty modyfikowano w górę (miąższość #1 – najmniejsza, miąższość #3 – największa). Wyniki symulacji ilustrują przebiegi zmienności zdefiniowanych wcześniej współczynników koncentracji na-prężeń pionowych (rys. 4, 6) i wskaźników gęstości energii zewnętrznej (rys. 5, 7).
Rys. 4. Rozkład współczynnika koncentracji naprężeń pionowych w funkcji różnych sposobów kierowania stropem
Rys. 5. Rozkład wskaźnika gęstości energii zewnętrznej w funkcji różnych sposobów kierowania stropem
Z przytoczonych rozkładów charakteryzujących wpływ systemu kierowania stro-pem (rys. 4, 5) wynika, że w obu przypadkach na znacznym odcinku wybiegu cali-zna w sąsiedztwie frontu pozostaje w ustabilizowanym stanie sprężystym. Moment osiągnięcia warunku wytrzymałościowego ma miejsce wcześniej dla ugięcia aniżeli podsadzki, po czym dalszy postęp eksploatacji powoduje towarzyszące spadkowi naprężeń pogłębianie się zasięgu obszaru spękanego, aż do osiągnięcia wartości krytycznej. Dla obu sposobów likwidacji zrobów skutkuje to wystąpieniem zjawiska tąpnięcia przy różnych wartościach naprężeń (rys. 4) i odpowiadających im gęsto-ściach energii zewnętrznej (rys. 5), przy czym system podsadzkowy pozwala bar-dziej zbliżyć się do strefy uskokowej. Wynika stąd, że w rozpatrywanych warunkach modelowych i przy zadanych wartościach parametrów geomechanicznych zmiana technologii w zakresie wypełniania przestrzeni wybranej nie eliminuje możliwości wystąpienia zdarzenia, ale pozwala na zrealizowanie różnego zakresu robót.
Rys. 6. Rozkład współczynnika koncentracji naprężeń pionowych w funkcji modyfikowa-nej wysokości furty eksploatacyjmodyfikowa-nej
Rys. 7. Rozkład wskaźnika gęstości energii zewnętrznej w funkcji modyfikowanej wysokości furty eksploatacyjnej
Analiza wykresów ilustrujących wpływ wysokości furty eksploatacyjnej (rys. 6, 7) wskazuje, że jakkolwiek założony w modelu zakres zmienności tego parametru ma-nifestuje się zmianami współczynnika koncentracji naprężeń i gęstości energii, to jednak są one relatywnie niewielkie dla calizny w stanie sprężystym, a bardziej zau-ważalne stają się dopiero w odniesieniu do fazy pokrytycznej. W zadanych warun-kach modelowych, ze szczególnym uwzględnieniem geometrii systemu, własności geomechanicznych ośrodka skalnego oraz odkształcalności zrobów (ugięcie stropu), we wszystkich wariantach mamy do czynienia z wartościami naprężeń, oscylującymi wokół progu wytrzymałościowego. Do utraty stateczności (tąpnięcia) dochodzi nie-zależnie od wysokości furty dla różnych wybiegów frontu, przy czym najwcześniej (przy najkrótszym wybiegu) zdarzenie występuje dla wysokości największej spośród rozpatrywanych (miąższość #3). Jako że wcześniej zamieszczone przebiegi opisu-jące wpływ sposobu likwidacji zrobów dotyczą pośredniej wysokości furty (miąż-szość #2), z dużym prawdopodobieństwem analogiczny wniosek można byłoby sformułować w odniesieniu do systemu z podsadzką hydrauliczną.
3.2. Oddalanie się od zaburzenia uskokowego
Podobnie jak w przypadku poprzednim (podrozdział 3.1.), modelowano sukcesywny postęp długiego frontu wybierkowego, lecz w kierunku (odwrotnym) do uskoku, który do celów porównawczych opisany był identycznym schematem obciążenia zew-nętrznego. Wobec faktu, że wcześniej miejsce rozpoczęcia robót lokalizowano poza strefą oddziaływań zaburzenia, tu symulacje realizowano w taki sposób, aby można było wybierać różne położenia pasów startowych względem uskoku (punktów cha-rakterystycznych obciążenia modelowego). Do analiz wzięto pod uwagę przykłado-wy przedział odległości 25-150 m od umownej płaszczyzny uskokowej (start odpo-wiednio: 25, 50, 100, 125, 150 m), przy czym koniec przedziału (start 150 m) prak-tycznie oznacza rozruch frontu w warunkach oddziaływania wyłącznie pierwotnych naprężeń grawitacyjnych.
Rys. 8. Rozkład współczynnika koncentracji naprężeń pionowych w funkcji lokalizacji wyrobisk startowych
Rys. 9. Rozkład wskaźnika gęstości energii zewnętrznej w funkcji lokalizacji wyrobisk startowych
Dla tak postawionego zadania badano zmienność współczynnika koncentracji składowej pionowej naprężenia (rys. 8) oraz energii zewnętrznej (rys. 9) w funkcji towarzyszącej rozwojowi procesu eksploatacji narastającej szerokości zrobów wła-snych, opisanych jedną, ustaloną wartością modułu odkształcenia.
Wyniki symulacji wskazują, że oddalanie miejsca rozruchu od zaburzenia usko-kowego wprowadza poprawną korektę do rozkładów naprężeń oraz skutkuje mniej-szymi wartościami energii generowanej w trakcie początkowej fazy rozwoju robót. W zadanych warunkach modelowych najbardziej niekorzystne z punktu widzenia tąpań okazuje się usytuowanie pasów startowych w odległościach poniżej 50 m od uskoku, bowiem dla dwóch pierwszych rozpatrywanych wariantów rozruchu (start: 25, 50 m) do zjawiska tąpnięcia dochodzi przy stosunkowo niewielkich rozpięto-ściach strefy roboczej i zrobów. Rozpoczęcie eksploatacji w odległości 100 m wiąże się z prowadzeniem frontu na początkowym odcinku wybiegu w warunkach wystę-powania strefy spękań, będącej przypuszczalnie konsekwencją oddziaływania usko-ku i stopnia zaawansowania eksploatacji, natomiast w dwóch pozostałych przypad-kach (start: 125, 150 m) furta eksploatacyjna w otoczeniu czoła frontu pozostaje w stanie sprężystym przez cały okres prowadzenia robót.
Wnioski
Na podstawie podjętych rozważań i analiz, punktem wyjścia, których były wyniki wariantowych symulacji numerycznych w zakresie wpływu prowadzenia eksploatacji w sąsiedztwie zaburzenia uskokowego na stan naprężenia, wytężenia i zagrożenia tąpaniami, można sformułować następujące wnioski ogólne:
występowanie w rejonach eksploatacyjnych zaburzeń tektonicznych wywołuje niejednorodny rozkład naprężenia i potencjalnej energii sprężystej w górotwo-rze, czego skutkiem jest istnienie obszarów charakteryzujących się podwyż-szonym poziomem zagrożenia tąpaniami,
z perspektywy ocen zagrożenia tąpaniami korzystniejszy kierunek prowadze-nia frontu eksploatacji w stosunku do uskoku związany jest z oddalaniem się od zaburzenia,
zmiana wysokości furty oraz sposobu likwidacji zrobów nie eliminuje możliwo-ści wystąpienia tąpnięcia na wybiegu, niemniej prowadzenie frontu w kierunku do uskoku (zbliżanie się do zaburzenia) w złożu o mniejszej miąższości i/lub w oparciu o systemy podsadzkowe pozwala na realizację większego zakresu eksploatacji,
niezależnie od kierunku frontu względem uskoku, miąższości furty i systemu kierowania stropem, szerokość zrobów własnych znacząco wpływa na rozkła-dy naprężeniowo-energetyczne w otoczeniu linii przodków, przy czym naj-mniejsze zagrożenie tąpaniami towarzyszy rozruchowi frontu,
istotną z punktu widzenia tąpań rolę przy projektowaniu robót górniczych w sąsiedztwie zaburzeń uskokowych odgrywa właściwa lokalizacja wyrobisk startowych oraz linii zakończenia wybiegów frontów w obrębie pól eksploata-cyjnych,
poprzez odpowiedni dobór długofalowej profilaktyki tąpaniowej na etapie pro-jektu eksploatacji można w pewnym zakresie wpływać na kształtowanie się stanu naprężenia oraz indukowanej energii zewnętrznej, a tym samym po-średnio oddziaływać na wielkość zagrożenia tąpaniami.
W pracy wykorzystano nową metodę identyfikacji stref zagrożonych tąpaniami dla eksploatacji obszarach zaburzonych tektonicznie. Choć podstawą przeprowa-dzonych rozważań były symulacje numeryczne, świadomie nie formułowano wnio-sków o ilościowym charakterze, gdyż ich rezultaty odnosiły się do przykładowych sytuacji górniczych opisanych charakterystycznymi dla warunków LGOM parame-trami geomechanicznymi ośrodka skalnego, typowymi danymi o technologii robót oraz hipotetycznymi schematami obciążenia modelującego oddziaływanie uskoku. Ponieważ zmienność naprężeń na poziomie eksploatowanego złoża, a w konse-kwencji wielkość zagrożenia tąpaniami jest funkcją lokalnych uwarunkowań geolo-giczno-górniczych i poziomu sejsmiczności górotworu, toteż dla opracowania ocen ilościowych konieczne jest dysponowanie konkretnymi informacjami w tym zakresie. Na podstawie tego typu prognoz ilościowych, zweryfikowanych wynikami bieżących obserwacji i badań in-situ, podejmować można adekwatne kroki, zmierzające w kierunku optymalizacji wybranych elementów systemów eksploatacji stosowanych w obszarach przyuskokowych, a także kompleksowych działań doraźnych i długofa-lowych z zakresu profilaktyki tąpaniowej.
Bibliografia
[1] Burtan Z., 2012, Wpływ eksploatacji w rejonach zaburzeń tektonicznych o dużych zrzu-tach na kształtowanie się zagrożenia sejsmicznego w kopalniach LGOM, Rozprawy-Monografie, nr 247, Wydawnictwo AGH.
[2] Chlebowski D., 2013, Analityczne modelowanie eksploatacji skrępowanej w aspekcie identyfikacji stref zagrożonych tąpaniami, Rozprawy-Monografie, nr 290, Wydawnictwo AGH.
[3] Goszcz A., 1999, Elementy mechaniki skał oraz tąpania w polskich kopalniach węgla i miedzi, Biblioteka Szkoły Eksploatacji Podziemnej, nr 2, Wydawnictwo IGSMiE PAN. [4] Kłeczek Z., Małoszewski J., Parysiewicz S., Zorychta A., 1987, Geomechaniczne
kryte-ria zagrożeń tąpaniami przy eksploatacji pokładów węgla kamiennego, Wydawnictwo GIG.
[5] Salski W., 1996, Tektonika złoża, [w:] Monografia KGHM Polska Miedź S.A. (red. A. Piestrzyński), Wydawnictwo Profil.
[6] Sałustowicz A., 1968, Zarys mechaniki górotworu, Wydawnictwo Śląsk.
[7] Zorychta A., 2002, Tąpnięcie jako proces utraty stateczności wyrobiska podziemnego, [w:] Materiały IX Międzynarodowej Konferencji Naukowo-Technicznej, Tąpania ’2002, Wydawnictwo GIG.
[8] Zorychta A., 2003, Geomechaniczne modele górotworu tąpiącego, Biblioteka Szkoły Eksploatacji Podziemnej, Wydawnictwo IGSMiE PAN.
