Статья посвящена проблемам уменьшения затрат на управление состоянием рудовмещающих пород при подземном строительстве объектов в горных массивах скального типа, залегающих в сложных горнотехнических условиях. Целью статьи является обоснование возможности оптимизации прочности бетонных смесей при обеспечении безопасности работ и сохранении качества строительных конструкций путем учета фактических напряжений на основании результатов выполненных натурных исследований с привлечением данных теории и практики горных предприятий.

УДК 504.55.054:622(470.6)

В.И. ГОЛИК, доктор техн. наук, профессор кафедры технологии разработки месторождений, ФГБОУ ВПО «Северо-Кавказский государственный технологический университет», г. Владикавказ, С.Г. СТРАДАНЧЕНКО, доктор техн. наук, профессор, ректор, Институт сферы обслуживания и предпринимательства (филиал) ДГТУ, специалист в области разработки месторождений полезных ископаемых, Ростовская область, г. Шахты, С.А. МАСЛЕННИКОВ, канд. техн. наук, доцент, зав. кафедрой строительства и техносферной безопасности, ФГБОУ ВПО «Институт сферы обслуживания и предпринимательства» (филиал) ДГТУ, Ростовская область, г. Шахты

Ключевые слова: подземное строительство, горный массив, горнотехнические условия, бетонные смеси, напряжения, исследования, геомеханика, прочность, оптимизация
Keywords: underground construction, array, mining conditions, concrete mixes, tension, researches, geomechanics, durability, optimization

Использование подземного пространства для размещения объектов различного назначения помимо повышения эффективности использования недр, экономии территории и сохранения экологической чистоты позволяет уменьшить затраты энергии на отопление и охлаждение помещений, сократить эксплуатационные расходы и снизить влияние климатических условий. Подземное строительство отличается особенностями: ограниченность фронта работ, изменчивость горно-геологических условий, особые требования техники безопасности и промышленной санитарии, зависимость горно-строительных процессов от горно-добычных процессов: подъема, вентиляции, водоотлива и др. (рис. 1).

Проектирование представляет собой совокупность решений инженерных задач. Решением инженерной задачи является создание подземного сооружения с заданными характеристиками [1].

При подземном строительстве существуют технологические ограничения: минимально допустимые размеры поперечных сечений горных выработок, скорость движения воздуха по выработкам и т.п. Сложность инженерной задачи заключается в том, что основные параметры создаваемого объекта тесно связаны с местными горнотехническими условиями и не могут быть определены однозначно заранее.

Область применения подземных сооружений в большинстве промышленно развитых стран увеличивается, что объясняется экономичностью подземного строительства по сравнению с наземным строительством. Подземные сооружения условно подразделяются на несколько групп, одну из которых составляют подземные сооружения шахт, располагаемые в скальных массивах. Подземные сооружения отличаются от наземных большими объемами (до нескольких миллионов кубометров). Конструкции их выполняются из бетона, железобетона, металла.

Эффективность технологии подземного строительства зависит от инженерно-геологических условий, в которых располагаются объекты, глубины заложения, площади поперечного сечения и назначения объекта.

Горно-геологическим и гидрогеологическим условиям скальных месторождений в наибольшей мере отвечают технологии с креплением технологических пустот бетонной смесью.

В связи с высокой стоимостью материалов для приготовления бетонных смесей экономическая целесообразность выбора прочности смесей требует научного обоснования, потому что и переоценка, и недооценка их удорожают стоимость объекта.

Оптимизация нормативной прочности бетонных смесей состоит в сокращении сроков перевода искусственного массива в состояние объемного сжатия и использовании других вариантов регулирования напряжений [2].

При достаточно большом арсенале методов управления рудовмещающим массивом путем регулирования свойств искусственных массивов дифференцированный подход к назначению прочности твердеющих бетонных смесей используется сравнительно редко. Это происходит потому, что в практике проектирования, строительства объекта разработки месторождения и его эксплуатации преобладает концепция об увеличении напряженности породных массивов с глубиной [3] (рис. 2).

В соответствии с этой концепцией, чем глубже строится объект, тем прочнее должна быть его конструкция. На самом деле это верно только в случае возможного обрушения всего столба пород до поверхности (Шевяков Л.Д.). В реальных скальных массивах бетонная конструкция испытывает пригрузку пород, только заключенных в пределах свода естественного равновесия, или не испытывает ее, если крупноблочные породы над объектом при заклинивании образуют устойчивые системы (Ветров С.В.).

Причиной недостаточного применения дифференцированного подхода к назначению прочности бетонов является необходимость выполнения сложных и долговременных исследований по определению естественной напряженности массива, которая могла бы быть основой для научно обоснованного выбора состава твердеющих смесей. Среди методов определения напряженности породных массивов наиболее точные результаты определения напряжений дает метод полной разгрузки (торцевой способ ВНИМИ) [4].

Возможность такой корректировки иллюстрируется практикой изучения напряженного состояния массива месторождения Маныбай (Северный Казахстан) с целью определения изменения напряженности рудовмещающего массива пород с понижением горных работ на глуби­ну (рис. 3).

Напряжения пород определяли на замерных станциях горизонтов -22, -82 м и -142 м. На каж­дой станции бурили по две взаимно перпендикулярные горизонтальные скважины глубиной 6,5 м.

Измерения деформаций с последующей интерпретацией напряжений велись в интервале скважин 3,5-6,5 м в призабойной части скважин для исключения влияния выработок, из кото­рых эти скважины бурились.

В каждой скважине проведено по 10-12 измерений через 10-20 см по длине скважины, при этом определялись деформации, упругие свойст­ва и напряжения пород. Полученные напряжения усредняли, и для каждой скважины, рассматриваемой как точка в массиве, получали средние значения вертикальной и горизонтальной составляющих поля напряжений в данной точке.

Напряжения измеряли во внутренних частях тектонического блока между крупными геологическими разломами, в висячем боку рудной зоны, на горизонте -82 м в диоритах, на горизонте -142 м в известковистых алевролитах. На горизонте -142 м скважины были пробурены в лежачем кры­ле мелкого поперечного северо-западного внутриблокового разлома, про­ходящего вдоль контакта диоритового массива. Скважина № 104 была пробурена в 2-3 м от шва разлома, а скважина № 105 – в 6-7 м от него. На горизонте -82 м скважины были пробурены вне зон влияния структурных элементов.

Ослабленность пород в массиве средняя, но в направлении, перпендикулярном основной нарушенности, породы ослаблены сильнее (коэффициент структурного ослабления Ко в скважине № 102 равен 0,311), чем в направлении, продольном нарушенности (Ко=0,431 в скважине № 103).

У породы из скважины № 104, пробуренной вдоль мелкого внутриблокового разлома, ослабленность оказалась сред­ней (0,348) и значительно меньше, чем в скважине № 105 (0,192), пробуренной вкрест шва разлома (табл. 1).

Таблица 1. Значения показателей напряженности на участках массива

№ скважин	Касательные напряжения, МПа	Вертикальные напряжения, МПа	Горизонтальные напряжения, МПа	Модуль упругости	Модуль сдвига
102	0,28	5,78	6,33	3,69	0,34
103	1,09	6,25	5,68	4,36	0,28
104	0,09	3,85	4,02	2,61	0,27

Сопоставление результатов изучения состояния массива (табл. 1) и геолого-маркшейдерского картирования строящегося участка месторождения позволяет утверждать, что напряженное состояние массива вызвано действием гравита­ционных сил и перераспределяющим влиянием разломной структу­ры месторождения. У плоскостей разломов устанавливаются узкие зоны падения напряжений, за которыми следуют более широкие зоны концентрации напряжений. Во внутренних частях тектонических блоков происходит относительное понижение напряжений. В висячих крыльях разломов максимальными являются горизонтальные напряжения, перпендикулярные плоскостям разломов, вертикальные же напряжения в 1,5-3 раза меньше горизонтальных и равны или превышают γ Н.

В лежачих крыльях разломов максимальными оказываются вертикальные напряжения. Внутри тектонических блоков горизонтальные и вертикальные напряжения по величине сближаются. Поле напряжений в этих частях оказывается близким к геостатическому. Горизонтальные напряжения в массиве, ориентированные перпендикуляр­но нарушенности и простиранию рудного тела, оказались примерно в 2 раза больше го­ризонтальных напряжений, действующих в направлении нарушенности и по простиранию рудного тела. Исследования отмечают закономерное влияние структурной неоднородности массива на поле напряжений. Результаты определения напряжений на горизонтах -82 и -142 м согласуются с вышеприведенными закономерностями.

В то же время не подтвердилось различие разно ориентированных горизонтальных напряжений: на горизонте -82 м они оказались равными по величине.

При оценке изменения напряженности пород с глубиной оценивались скважины № 42 и № 43 на горизонте -22 м, скважины № 102 и № 103 на горизонте -82 м, скважины № 104 и № 105 – на горизонте -142 м.

Замерная точка на горизонте -82 м расположена в средней части блока между крупными разломами, в 80 м к северо-востоку от поперечного внутриблокового контакта осадков и диоритов. На горизонте -22 м замерная точка располагалась в 40 м к юго-западу в тех же породах и в той же структурной позиции. На горизонте -142 м замерная точка располагалась в 25 м к северо-востоку от разведочной линии, в лежачем крыле мелкого поперечного разлома, разграничивающего область развития алевролитов и диоритов. Точки на горизонтах -22 м и -82 м сопоставимы по геологическим условиям, и результаты измерения напряжений в них могут сравниваться.

На горизонте -22 м вертикальная составляющая напряжений (σZ) оказалась равной 5 МПа, горизонтальная перпендикулярная нарушенности (σγ) – 7 МПа, горизонтальная продольная нарушенности (σX) – 3,5-4 МПа. На горизонте -82 м напряжения равны (σZ) 6 МПа, (σγ)=6,3 МПа, (σX)=6,7 МПа. Приращение вертикальных напряжений на горизонте -82 м в сравнении с горизонтом -22 м – 1 МПа, что в 2 раза больше веса столба пород – 2,8 МПа. Горизонтальные напряжения (σγ) незначительно уменьшались, а (σX) возросли почти на 50% и стали равными (σγ). На горизонте -142 м вертикальная и горизонтальнее составляющие напряжений оказались ниже измеренных значений на горизонте -82 м и даже на горизонте -22 м.

В подземном строительстве применение разнопрочных бетонных смесей применяется редко. Недостатком этого является то, что прочность смеси для объекта выбирается без учета фактического состояния массива. Выбранный с запасом прочности состав смеси может быть подан в более устойчивую часть массива, а неустойчивый участок закреплен менее прочным составом смеси. Предполагается, что бетон находится в условиях равномерного объемного сжатия.

Сокращение расхода цемента при строительстве достигается тем, что состав бетонной смеси для различных участков объекта выбирается с учетом фактического напряженного состояния массива [5]. Для участков массива с повышенной концентрацией напряжений используется упрочненный состав, а для участков менее напряженных пород применяют состав меньшей прочности.

Для реализации предлагаемого метода до начала работ на объекте из выработок бурят скважины, с помощью которых измеряют напряжения во вмещающих породах. Для участков с максимальной концентрацией напряжений при одинаковых пролетах обнажений подается закладка такой прочности, которая обеспечивает устойчивость стенок. Для относительно разгруженных от напряжений участков прочность закладки принимается минимальной [6].

Критерием для выбора прочности твердеющей смеси является условие:

σз = kσм,

где σз – прочность бетонной смеси; σм – величина измеренных в массиве напряжений; k – коэффициент, учитывающий свойства бетонной смеси.

Дифференциация состава закладочных смесей позволяет уменьшить расход цемента на их приготовление за счет учета реального состояния массива, что улучшает технико-экономические показатели строительства при сохранении безопасных условий.

Реализация концепции позволяет увеличить объем минимизированных по прочности смесей. Для изготовления пригодны хвосты обогащения руд, объем которых в России исчисляется миллиардами тонн, после корректировки их свойств в активаторах, например дезинтеграторе.

Промышленное использование дезинтегратора впервые в горной практике осуществлено на месторождении Шокпак предприятия МАЭП СССР [7].

Промышленная установка ДУ-65 была укомплектована универсальными ступицами, дающими возможность менять роторы с 4- на 3-рядные, а двигатели мощностью 200 кВт на 250 кВт. Материал активировали роторами с защитным слоем и самофутерующимися роторами.

Дезинтегратор обеспечивал выход активного класса металлургического производства до 55% и в комбинации с вибромельницей позволял увеличить выход до 70%, что позволяло активированному шлаку конкурировать с цементом. Дезинтеграторная технология обеспечивала приращение активности на 40% по сравнению с базовым значением.

Технические характеристики дезинтегратора ДУ-65:

— размер куска питания, мм 20
— диаметр ротора, мм 1220
— суммарная мощность привода, кВт 450
— частота вращения ротора, мин-1 1485
— выход фракций -74 мкм, %:
— в мокром режиме 55
— в сухом режиме 40
— удельный расход электроэнергии, кВт∙ч/т 9-12
— удельный расход металла при измельчении, кг/т 0,24
— производительность, т/ч 24

Дезинтегратор был изготовлен на предприятии по чертежам фирмы «Дезинтегратор» (г. Таллин). Установка располагалась рядом с закладочным комплексом в трех уровнях с площадью основания 5-7 м.

Для количественной оценки активации готовили кубы базового состава (табл. 2).

Таблица 2. Прочность бетона с добавкой хвостов

Компоненты смеси, кг/м3				Прочность, МПа, время, с
цемент	активированные хвосты	инертные хвосты	вода	14	28	90
40 80 120 180 40 80 120 180	— — — — 400 370 320 260	1650 1610 1570 1470 1250 1260 1230 1290	350 350 350 350 350 350 350 350	0,35 0,42 0,80 1,16 0,36 0,54 0,90 1,20	0,44 0,56 0,94 1,20 0,46 0,60 1,16 1,44	0,68 0,90 1,20 1,32 0,68 0,73 1,20 1,80

Результаты активации в мельнице и в дезинтеграторе даны в табл. 3. Применение комплексного вяжущего из цемента и активированных хвостов снижает расход цемента. В данном случае оказалась сравнимой прочность твердеющей смеси в возрасте 28 дней при расходе 180 кг/м³ цемента и 80 кг/м3 цемента плюс 370 кг/м3 активированных хвостов, поэтому эквивалентом 1 кг цемента можно считать 4 кг активированных хвостов. За счет эффекта активации обработка в дезинтеграторе обеспечивает приращение проч­ности на 25-30% больше, чем альтернативная обработка в шаровой мельнице.

Таблица 3. Прочность бетонной смеси с хвостовой добавкой после активации

Компоненты смеси, кг/м3				Прочность и коэффициент вариации
				Возраст, с
цемент	активные хвосты	заполнители	вода	14		28		90
Размол в шаровой мельнице (тонкость 40%)
40 80 120 180	400 360 320 260	1200 1200 1200 1200	350 350 350 350	0,33 0,42 0,81 1,07	14 11 9 12	0,40 0,60 1,00 1,25	0 18 24 13	0,60 0,70 1,22 1,59	10 3 28 14
Активация в дезинтеграторе (тонкость 40%)
40 80 120 180	400 370 320 260	1200 1200 1200 1200	350 350 350 350	0,61 0,90 1,20 1,64	15 7 16 28	0,92 1,20 1,42 1,72	21 6 4 24	1,18 1,40 1,68 2,10	9 27 14 11

Последние исследования связаны с инновационной технологией выщелачивания некондиционного металлосодержащего минерального сырья в дезинтеграторе [8-9]. Порция химического реагента подается в рабочий орган дезинтегратора, где извлечение металлов в раствор происходит одновременно с разрушением кристаллов, а выщелачивающий раствор под огромным давлением запрессовывается в образующиеся трещины от деформации частиц. При соединении возможностей химических и механических активаторов прочность бетона при прочих равных условиях увеличивается на 30-40%.

После извлечения металлов до уровня санитарных требований отходы обогащения становятся пригодными по санитарным условиям для изготовления бетонных смесей и товарной продукции, обеспечивая равную прочность при меньшем расходе вяжущего. Активация в дезинтеграторе без выщелачивания увеличивает прочность смеси с добавкой цемента в 1,17 раза.

Хвосты механохимической активации отходов обогащения угля представляют собой сложенную частицами размерами около 0,1 мм дисперсную массу, которая отличается более равномерной структурой и лучшим качеством с точки зрения технологии строительства [12].

Реализация обозначенного в настоящей статье направления позволяет в соответствующих условиях уменьшить расход товарных компонентов бетонной смеси за счет привлечения омертвленных техногенных ресурсов с получением экономических и экологических преимуществ [13-15].

Работа выполнена в рамках госзадания Минобрнауки РФ № 1.10.14 по теме «Ресурсосберегающие и экологически безопасные технологии освоения подземного пространства на основе комплексного мониторинга всех стадий жизненного цикла инженерных объектов и систем» и гранта МК-6986.2015.8 по теме «Разработка инновационных конструктивных и технологических решений при креплении вертикальных стволов шахт и рудников.

Библиографический список

1. Голик В.И., Разоренов Ю.И. Проектирование горных предприятий. Учебное пособие. – Новочеркасск: ЮРГТУ, 2007, – 262 с.

2. Golik V., Komashchenko V., Morkun V. Geomechanical terms of use of the mill tailings for preparation. Metallurgical and Mining Industry, 2015, № 4, рр. 321-324.

3. Голик В.И., Разоренов Ю.И., Ляшенко В.И., Шевченко Е.В. Повышение безопасности труда при подземной добыче оптимизацией размеров целиков и пролетов выработок // Безопасность труда в промышленности, № 3, 2016, с. 36-44.

4. Ляшенко В.И. Природоохранные технологии освоения сложноструктурных месторождений полезных ископаемых // Маркшейдерский вестник, ФГУП «Гипроцветмет», № 1, 2015, с. 10-15.

5. Голик В.И., Комащенко В.И., Дребенштедт К. Охрана окружающей среды. – Москва, 2007, – 270 с.

6. Голик В.И., Исмаилов Т.Т. Управление состоянием массивов. Учебник. – М.: МГГУ, 2005, – 374 с.

7. Котенко Е.А, Голик В.И., Хадонов З.М. Управление технологическими комплексами при разработке рудных месторождений. Монография. – Владикавказ: Терек, 2000, – 290 с.

8. Golik V.I., Komashchenko V.I., Drebenshtedt K.K. Mechanochemical technology of metals extraction from ore coal washer. В сборнике: Mine Planning and Equipment Selection Proceedings of the 22nd MPES Conference. – Dresden, Germany. Материалы Международного симпозиума по выбору планирования разработки месторождения и оборудования. Editors: Carsten Drebenstedt, Raj Singhal, 2013, c. 1047-1056.

9. Golik V.I., Komashchenko V.I., Razorenov Yu.I. Activation of Technogenic Resources in Disintegrators. В сборнике: Mine Planning and Equipment Selection Proceedings of the 22nd MPES Conference. – Dresden, Germany. Материалы Международного симпозиума по выбору планирования разработки месторождения и оборудования. Editors: Carsten Drebenstedt, Raj Singhal. 2013, c. 1101-1106.

10. Bian Zhengfu, Miao Xiexing, Shaogang Lei, Chen Shen-en, Wang Wenfeng, Struthers Sue. The challenges of reusing mining and mineral-processing wastes // Science, 2012. Vol. 337, №. 6095, p. 702-703.

11. Packey D.J. Multiproduct mine output and the case of mining waste utilization // Resour. Policy, v. 37, № 1, 2012, с. 104-108.

12. Franks D.M., Boger D.V., Cфte C.M., Mulligan D.R. Sustainable Development Principles for the Disposal of Mining and Mineral Processing Wastes // Resources Policy. Vol. 36, № 2, 2011, pp. 114-122.

13. Голик В.И., Вагин В.С. Проблемы использования природных ресурсов Южного федерального округа. Учеб. пособие для студентов вузов, обучающихся по направлению подготовки 650100 «Прикладная геология», по горно-геол. специальности / В.С. Вагин, В.И. Голик. – Владикавказ, 2005, – 191 с.

14. Голик В.И., Ермоленко А.А., Лазовский В.Ф. Организационно-экономич-е проблемы использ-я природных ресурсов Южного феде-рального округа. Учебное пособие. – Краснодар: ЮИМ, 2008, – 323 с.

15. Golik V.I., Hasheva Z.M. Economical Efficiency of Utilization of Allied Mining Enterprises Waste. The Social Sciences 10 (5): 682-686, Medwell Journals, 2015.