ROZPRAWA DOKTORSKA Prognozowanie zasięgu wzmożonych ...

Akadmia Górniczo‐Hutnicza im. Stanisława Staszica w Krakowie

Wydział Górnictwa i Geoinżynierii

Katedra Górnictwa Podziemnego

ROZPRAWA DOKTORSKA

Prognozowanie zasięgu wzmożonych deformacji

chodnika przyścianowego na podstawie monitoringu

pracy obudowy zmechanizowanej w warunkach

kopalni LW Bogdanka SA

mgr inż. Łukasz Herezy

promotor: dr hab. inż. Waldemar Korzeniowski prof. nadzw.

Kraków 2013

Spistreści1. Wprowadzenie ........................................................................................................................... 4

2. Doświadczenia LW Bogdanka w zakresie stosowanych technologii eksploatacji pokładów

węgla kamiennego ............................................................................................................................. 5

2.1. Technologia eksploatacji na przykładzie ściany 1/VI/385.................................................12

2.2. Obudowa chodników przyścianowych w LW „Bogdanka”................................................17

2.3. Obudowa chodnika podścianowego ściany 1/VI/385 wraz z technologią wzmacniania za

frontem eksploatacji .....................................................................................................................21

3. Teza i cel pracy ......................................................................................................................... 28

4. Problematyka ciśnienia górotworu i ciśnienia eksploatacyjnego towarzyszącego eksploatacji

złoża ................................................................................................................................................. 29

4.1. Ciśnienie statyczne wokół wyrobiska chodnikowego .......................................................29

4.2. Wpływ eksploatacji na rozkład ciśnienia górotworu.........................................................32

5. Deformacje chodników przyścianowych.................................................................................. 35

5.1. Czynniki wpływające na rozkład ciśnienia górotworu.......................................................37

5.2. Metody wzmacniania obudowy wyrobisk przyścianowych ..............................................38

6. Mechanizm współpracy zmechanizowanej obudowy ścianowej z górotworem..................... 46

6.1. Możliwości pomiarowe, oprzyrządowanie i oprogramowanie kompleksu strugowego ..56

7. Badania eksperymentalne w polu badawczym........................................................................ 61

7.1. Litologia stropu i spągu pokładu w chodniku podścianowym oraz właściwości

geomechaniczne skał ....................................................................................................................65

7.2. Charakterystyka warunków geologicznych i właściwości geomechaniczne skał i

górotworu wokół chodnika podścianowego i nadścianowego.....................................................79

7.3. Analiza zmienności parametrów geomechanicznych górotworu w chodnikach wzdłuż

wybiegu ściany ..............................................................................................................................81

8. Metodyka badawcza ................................................................................................................ 85

8.1. Pomiary w chodniku podścianowym ................................................................................85

8.1.1. Pomiary konwergencji pionowej i poziomej obudowy i konturu wyrobiska ............90

8.1.2. Pomiary wielkości zsuwu elementów obudowy łukowej..........................................90

8.1.3. Pomiary zasięgu i propagacji rozwarstwień stropu wyrobiska .................................91

8.1.4. Określenie zbiegu strefy spękań ...............................................................................91

8.1.5. Wyznaczenie granicznej linii zawału .........................................................................91

8.1.6. Badania zmienności miąższości pokładu...................................................................93

8.1.7. Pomiary przemieszczeń stropu chodnika..................................................................93

8.2. Pomiary w chodniku nadścianowym.................................................................................94

8.2.1. Pomiary konwergencji pionowej i poziomej obudowy i konturu wyrobiska ............96

8.2.2. Pomiary wielkości zsuwu elementów obudowy łukowej..........................................96

9. Charakterystyka budowy kompleksu strugowego i możliwości sterowania ........................... 97

9.1. Strug węglowy statyczny GH‐1600....................................................................................99

9.2. Sterowanie kompleksem strugowym..............................................................................105

10. Wyniki badań zrealizowanych w polu badawczym ściany 1/VI ......................................... 113

10.1. Wyniki badań in situ na stanowiskach pomiarowych przed frontem ściany ..................114

10.1.1. Zasięg strefy spękań ................................................................................................114

10.1.2. Rozwój rozwarstwień skał stropowych w czasie.....................................................117

10.1.3. Charakterystyka zmienności zsuwu elementów obudowy chodnikowej ...............122

10.1.4. Przebieg zmienności konwergencji wyrobisk w świetle obudowy .........................125

10.1.5. Analiza wyników pomiarów in situ..........................................................................128

10.2. Wyniki badań na stanowiskach pomiarowych w chodniku podścianowym za frontem

ściany 136

10.2.1. Charakterystyka zmienności zsuwu elementów obudowy chodnikowej ...............136

10.2.2. Zmienność konwergencji wyrobiska za frontem ściany..........................................138

10.2.3. Określenie zasięgu strefy odprężonej w strefie skotwionej za frontem ściany ......139

10.2.4. Wyznaczenie granicznej linii zawału .......................................................................144

10.2.5. Wyniki obserwacji zmienności miąższości pokładu oraz położenia stropu nad wzmocnieniem i stropu nad calizną ........................................................................................145

10.2.6. Analiza otrzymanych wyników................................................................................147

10.3. Badania przeprowadzone w wyrobisku eksploatacyjnym ..............................................153

10.3.1. Analiza statystyczna warunków współpracy obudowy zmechanizowanej z górotworem ............................................................................................................................153

10.3.2. Analiza pracy sekcji obudowy w trakcie urabiania pola ścianowego 1/VI ..............172

10.3.3. Analiza pracy sekcji obudowy w trakcie postojów ściany.......................................177

10.4. Badania zależności konwergencji wyrobisk chodnikowych i współczynnika przyrostu

ciśnienia.......................................................................................................................................180

11. Modelowanie numeryczne obciążenia chodnika przyścianowego za pomocą metody

elementów brzegowych (MEB) oraz metody elementów skończonych (MES) ............................. 188

11.1. Modelowanie za pomocą programu Examine 3D...........................................................188

11.2. Próba oceny stateczności chodnika podścianowego 1/VI/385 w jednostronnym

sąsiedztwie zrobów na podstawie przeprowadzonych badań....................................................201

Wnioski końcowe ........................................................................................................................... 205

Bibliografia ..................................................................................................................................... 207

Prognozowanie zasięgu wzmożonych deformacji chodnika przyścianowego na podstawie monitoringu pracy obudowy zmechanizowanej w warunkach LW Bogdanka SA

Rozprawa doktorska Strona 4 z 216

1. Wprowadzenie

Podstawowym przedmiotem zainteresowania autora niniejszej pracy są problemy

technologiczne oraz geomechaniczne związane z wdrażaniem nowej technologii, całkowicie

odmiennej od stosowanej do roku 2010 w kopalni Bogdanka, to jest technologii opartej na

urabianiu za pomocą techniki strugowej. Nowe rozwiązania konstrukcyjne urządzenia

urabiającego wymusiły wykonanie wyrobisk o powiększonych rozmiarach, co z kolei spowodowało

konieczność opracowania innych niż dotychczas sposobów ochrony chodników przyścianowych,

które powinny służyć jak najdłużej, również na potrzeby kolejnej planowej do eksploatacji partii

złoża. Zwiększone obciążenie ze strony górotworu obudowy chodnikowej powoduje silne

deformacje wyrobisk utrudniające prawidłową realizację zaprojektowanej technologii.

W warunkach kopalni węgla kamiennego LW Bogdanka SA przeprowadzono badania

eksperymentalne in situ, badając różne aspekty wdrażania technologii strugowej. Nowoczesny

kompleks strugowy zastosowany w kopalni wyposażony jest w bardzo rozbudowany system

oczujnikowania i sterowania komputerowego, co umożliwia kontrolę parametrów pracy

poszczególnych urządzeń. Po dogłębnym przeanalizowaniu układu logicznego sterowania

opracowano sposób odczytywania, importowania i wykorzystywania niektórych danych na

potrzeby analizy warunków deformacji wyrobisk przyścianowych. Zaproponowano algorytm

postępowania pozwalający na odniesienie wskazań odpowiednio wybranych wartości ciśnień

rejestrowanych w stojakach sekcji obudowy zmechanizowanej (w szczególności dynamiki ich

zmian) do danych geomechanicznych uzyskanych w wyniku pomiarów realizowanych

w wyrobiskach chodnikowych monitorowanych wraz z postępem prowadzonej ściany.

Opracowane zostały odpowiednie nomogramy umożliwiające prognozowanie lokalizacji miejsc

w wyrobiskach poddanych wzmożonemu ciśnieniu górotworu i ulegających różnego rodzaju

deformacjom (wypiętrzanie spągu, zaciskanie wyrobisk itp.). Z punktu widzenia technologii

eksploatacji taka wiedza ma bardzo duże znaczenie i pozwala zaprojektować odpowiedni sposób

wzmocnienia obudowy wyrobiska z właściwym wyprzedzeniem czasowym oraz w najbardziej

pożądanej odległości od przemieszczającej się w trakcie eksploatacji ściany. Ponadto

wykorzystanie standardowego oprzyrządowania do celów badawczych eliminuje konieczność

zakładania specjalnych stanowisk badawczych, co zwykle w warunkach kopalni podziemnej jest

bardzo trudne, a niekiedy wręcz niemożliwe.



2. Doświadczenia LW Bogdanka w zakresie stosowanychtechnologiieksploatacjipokładówwęglakamiennego

Główny poziom eksploatacyjny LW Bogdanka założono na głębokości 955 m (785 m p.p.m.).

Szyby główne 1.2, 1.3 połączone są przekopami z szybami peryferyjnymi 1.4, 1.5. Poszczególne

pokłady w polach eksploatacyjnych udostępnione są przekopami, chodnikami polowymi

wykonywanymi w pokładzie oraz pochylniami kamiennymi.

W granicach obszaru górniczego Puchaczów IV rozpoznano 18 pokładów bilansowych, z czego

do eksploatacji wytypowano osiem pokładów przemysłowych.

W ramach aktualnej koncesji eksploatuje się pokłady 382 i 385/2. Zasoby przemysłowe w tych

pokładach wynoszą około 150 mln Mg (tab. 2.1) (Stachowicz S., 2006; Prospekt emisyjny..., 2009).

Pokład 382

Miąższość pokładu zmienia się od 2,00 m do 2,60 m w części północno‐zachodniej, a w części

wschodniej 2,20 m do 3,20 m. W północno‐zachodnim narożniku złoża miąższość pokładu wynosi

1,30 m. Najniższe wartości, poniżej 1,20 m, pokład osiąga w południowej części, gdzie jest

udokumentowany jako pozabilansowy. Wynika to z rozszczepienia się pokładu i odejścia dolnej

ławy o około 1,8 m. W przyłączonej części obszaru Puchaczów V pokład nie będzie eksploatowany.

Tabela 2.1. Zasoby węgla w pokładach eksploatowanych (Stopa, 2008)

Pokład Zasoby

przemysłowe [mln Mg]

Zasoby nieprzemysłowe

[mln Mg]

Zasoby operatywne [mln Mg]

382 28,9 35,7 23,1

385/2 122,1 21,8 97,7

Razem 151 57,5 120,8

Pokład 385/2

Ten pokład jest jednym z najbardziej zasobnych i regularnych w granicach obszaru Puchaczów

V i ma miąższości od 0,9 m do 2,25 m, średnio 1,55 m. Największą miąższość osiąga on

w centralnej i zachodniej części obszaru górniczego.

Po uzyskaniu koncesji na eksploatację pokładów 382, 385/2, 389 i 391, w powiększonym

o 20 km2 obszarze górniczym (Stachowicz S., 2006; Prospekt emisyjny..., 2009) zasoby węgla

wzrosły o około 200 mln Mg (tab. 2.2).



Tabela 2.2. Zasoby węgla w pokładach przewidzianych do eksploatacji (Stopa, 2008)

Pokład Zasoby

przemysłowe [mln Mg]

Zasoby nieprzemysłowe

[mln Mg]

Zasoby operatywne [mln Mg]

389 75,9 23,0 53,2

391 119,6 44,4 89,7

Razem 195,5 67,4 142,9

Na całym obszarze Puchaczów V występuje pokład 385, przy czym miąższość bilansową

wykazuje na powierzchni 35 km2. Najlepsze parametry ze względu na grubość pokład posiada

w południowo‐zachodniej i w południowej części obszaru górniczego.

Pokład 391

Pokład wykazuje miąższość bilansową prawie na całym obszarze kopalni. Największą

miąższość (2,63 m) stwierdzono w filarze szybowym szybów w rejonie Stefanów. W części

centralnej wynosi ona 2,40 m, w części południowo‐zachodniej 2,30 m, a w południowej 2,54 m

(Prospekt emisyjny…, 2009).

Suma zasobów przemysłowych dla obszaru górniczego Puchaczów V wynosi około 346 mln Mg

(Stopa, 2008) (rys. 2.1).

Rys. 2.1. Zasoby przemysłowe w pokładach przeznaczonych do eksploatacji w obszarze górniczym Puchaczów V (Stopa, 2008)

W obrębie obszaru Puchaczów V sklasyfikowano 21 pokładów bilansowych, w których

znajduje się około 830 mln Mg zasobów bilansowych z około 1,3 mld Mg zasobów geologicznych

rozpoznanych do głębokości 1100 m.



W przyszłości LW Bogdanka SA planuje powiększyć rejony eksploatacji przez przyłączenie

rejonów perspektywistycznych K‐6, K‐7 oraz pozostałej części obszaru K‐3 do obecnego obszaru

górniczego. Udokumentowane zasoby bilansowe w granicach tych obszarów wynoszą

odpowiednio:

K‐3 – 76,3 mln Mg,

K‐6, K‐7 – 531,6 mln Mg.

LW Bogdanka do marca 2010 roku eksploatowała pokłady 382, 385/2 o miąższości powyżej

1,6 m, uzyskując bardzo dobre wyniki produkcyjne i finansowe w porównaniu z innymi

podmiotami gospodarczymi eksploatującymi węgiel kamienny na terenie Polski. Chcąc powiększyć

bazę zasobową oraz wybrać części pokładów zlokalizowanych w bliskiej odległości od szybów,

zdecydowano o zastosowaniu techniki strugowej, która pozwala na wybranie części pokładów

382, 385/2 oraz pokładów 389 i 391 o miąższości poniżej 1,6 m. Zasoby przemysłowe

zlokalizowane w częściach pokładów o miąższości poniżej 1,6 m stanowią około 21,4%. Strukturę

zasobów przemysłowych przedstawiono na rysunku 2.3 i tabeli 2.4. W większości zasoby

zlokalizowane w pokładach o miąższości poniżej 1,5 m znajdują się w bliskiej odległości

od szybów.

Tabela 2.3. Zasoby w pokładach bilansowych Lubelskiego Zagłębia Węglowego (Prospekt emisyjny…, 2009)

Zasoby [tys. Mg]

bilansowe Lp. Nr pokładu

pozafilarowe w filarach razem pozabilansowe geologiczne

1 371 ‐ 7 384 7 384 11 295 18 679

2 373 ‐ 9 281 9 281 14 558 23 839

3 375/1 1 587 16 178 17 765 26 848 44 613

4 375/2 3 969 17 940 21 909 23 663 45 572

5 376 5 273 13 800 19 073 24 098 43 171

6 377/1 44 922 49 642 94 564 13 461 108 025

7 377/2 1 859 2 396 4 255 15 606 19 861

8 378 23 945 13 137 37 082 18 176 55 258

9 379/1 7 638 5 919 13 557 30 944 44 501

10 379+379/2 20 625 8 047 28 672 17 604 46 276

11 380 11 316 2 467 13 783 30 042 43 825

12 382 51 506 15 879 67 385 8 153 75 538

13 384 26 626 5 320 31 946 32 054 64 000

14 385/1 16 407 2 992 19 399 10 346 29 745

15 385/2 126 062 19 978 146 040 1 169 147 209

16 387 9 407 1 719 11 126 22 966 34 092

17 389+389/2 91 243 11 038 102 281 33 509 135 790

18 391 147 674 21 280 168 954 13 705 182 659

19 392 4 743 ‐ 4 743 7 939 12 682

20 394 4 760 1 643 6 403 53 434 59 837

21 397 2 351 ‐ 2 351 58 915 61 266

Razem 601 913 226 040 827 953 468 485 1 296 438



Rys. 2.2. Zasoby bilansowe w pokładach Lubelskiego Zagłębia Węglowego

Tabela 2.4. Zasoby przemysłowe z podziałem na grubość pokładów w granicach obszaru górniczego Puchaczów V

(Stopa, 2008)

Pokład Grubość

pokładu [m]

Zasoby bilansowe [tys. Mg]

Zasoby przemysłowe [tys. Mg]

Udział zasobów przemysłowych

[%] 1,20 ÷ 1,49 2 785 0 0,00

382 1,50 ÷ 5,00 64 061 33 319 100,00

1,20 ÷ 1,49 44 447 42 944 34,00 385/2

1,50 ÷ 5,00 99 379 82 023 65,60

1,20 ÷ 1,49 23 281 20 829 28,60 389

1,50 ÷ 5,00 56 983 52 101 71,40

1,20 ÷ 1,49 13 818 12 298 9,90 391

1,50 ÷ 5,00 129 295 111 940 90,10

1,20 ÷ 1,49 84 331 76 071 21,40 Razem

1,50 ÷ 5,00 349 718 279 383 78,60



0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

Zasoby przemysłowe [%

]

Poniżej 1,5 m Powyżej 1,5 m

Pokład 382

Pokład 385/2

Pokład 389

pokład 391

Rys. 2.3. Procentowy udział zasobów przemysłowych w przedziale grubości pokładów do 1,5 m i powyżej 1,5 m

Od początku swojej działalności kopalnia Bogdanka eksploatowała zasoby systemem

ścianowym. Z uwagi na bardzo dogodne warunki górniczo‐geologiczne system ten zapewnia

bardzo duże wydajności. Pola ścianowe charakteryzowały się wybiegami o długości 2÷3 km oraz

długościami ścian sięgającymi 300 m. Z uwagi na zagrożenia naturalne pola wybierane są od granic

obszaru górniczego. Likwidacja przestrzeni poeksploatacyjnej odbywa się przez zawał skał

stropowych. Chodniki przyścianowe likwidowane są wraz z postępem ściany. Przewietrzanie pola

ścianowego odbywa się tzw. systemem na U. Po 1990 roku kopalnia kupiła cztery wysokowydajne

kompleksy ścianowe kombajnowe zaprojektowane z uwzględnieniem istniejących w niej

warunków (tab.2.5). Nowoczesna mechanizacja pozwoliła na zwiększenie koncentracji wydobycia

oraz zwiększenie postępów ścian. Średni postęp ścian w latach 1990÷2005 wzrósł z 35 m do 191 m

(2004 r.). Maksymalny postęp miesięczny ścian wzrósł z 74 m do 340 m (2002 r.). Zmiany

pozwoliły na ustabilizowanie wydobycia z jednego wyrobiska ścianowego na poziomie

9 000 Mg/dobę, czego następstwem było prowadzenie wydobycia z dwóch ścian eksploatacyjnych

(Stachowicz, 2006).

Tabela 2.5. Charakterystyka kompleksów ścianowych kopalni Bogdanka stosowanych po roku 1990 (Stachowicz, 2006)

Kompleks Rodzaj urządzeń

Parametry 1 2 3 4 5

Typ MOZ‐Pioma 17/37 POz

Tagor 13/25 POz/B

Glinik 10/23 POz

Glinik 15/32 POz

Glinik 12/27 POz Obudowa

ścianowa Podporność [MPa]

1,15 0,90 0,80 1,10 0,90

Typ JOY Longwall PF‐4/932 PF‐4/932 JOY AFC JOY AFC Przenośnik ścianowy

Moc napędu [kW]

3×250 3×400 3×400 3×500 3×500

Typ KSW

500/2A2V/2BP KSW

500/2A2V/2BP JOY‐4LS JOY‐4LS8 JOY‐4LS8

Kombajn ścianowy Zabiór

[mm] 750 950 800 1000 1000



Wzrost średniego wydobycia dobowego z jednej ściany (rys. 2.4, 2.5) ustabilizował się

w 2002 roku i pozostawał na podobnym poziomie do 2010 roku, kiedy to wprowadzono do użytku

kompleks strugowy oraz rozpoczęto przygotowania do eksploatacji pierwszego pola ścianowego

w rejonie Stefanów. Obecnie planuje się zwiększenie wydobycia rocznego do 11,5 mln Mg

w roku 2014.

0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

8000

9000

10000

110001990

1991

1992

1993

1994

1995

1996

1997

1998

1999

2000

2001

2002

2003

2004

2005

2009

2010

2011

Wydobycie dobowe [M

g]

Czas [lata]

Rys. 2.4. Średnie wydobycie dobowe brutto z jednej ściany

‐10%

0%

10%

20%

30%

40%

50%

60%

70%

80%

90%

100%

1990 1991 1992 1993 1994 1995 1996 1997 1998 1999 2000 2001 2002 2003 2004 2005 2009 2010 2011

Zmiana wydobycia dobowego

[%]

Czas [lata]

Rys. 2.5. Zmienność średnich wartości wydobycia dobowego z jednej ściany wydobywczej



Pierwszym polem eksploatacyjnym pokładów o małej miąższości (<1,6 m) było pole V

eksploatowane w latach 1997÷2008. W polu tym wyeksploatowano łącznie siedem ścian

o długościach w zakresie 200÷284 m i wybiegach około 2450 m. Wyrobiska ścianowe nachylone

były poprzecznie pod kątem 2°. Miąższość pokładu 385/2 w polu V wynosiła średnio 1,73 m.

Wyrobiska ścianowe uzbrojone były w kompleks kombajnowy nr 3 (tab. 2.5). Pierwszą

prowadzoną ścianą była ściana badawcza 1/V/385. Wyniki produkcyjne ścian w polu V

przedstawiono w tabeli 2.6 oraz na rysunku 2.6.

Tabela 2.6. Parametry oraz wyniki produkcyjne ścian w polu V pokładu 385/2 (Stopa, 2008)

Ściana Parametry ściany

1/V/385 2/V/386 3/V/387 4/V/388 5/V/389 6/V/390

Długość [m] 200 250 284 284 281 284

Wybieg [m] 2 456 2 458 2 458 2 458 2 459 2 456

Średnia miąższość pokładu [m] 1,76 1,73 1,73 1,8 1,75 1,62

Czas eksploatacji [miesiąc] 16 16 16 22 13 13

Średni miesięczny postęp [m/miesiąc] 153,5 153,6 153,6 111,7 189,2 189,8

Średnie miesięczne wydobycie [Mg/miesiąc]

110 937 141 120 162 163 128 646 183 014 202 494

Średni dobowy postęp [m/dobę] 7,2 7,1 7 4,8 7,8 7,9

Średnie dobowe wydobycie [Mg/dobę]

5 190 6 545 7 434 5 560 7 553 8 333

Wydobycie brutto [Mg] 1 777 985 2 257 923 2 594 615 2 830 211 2 379 176 2 632 426

Rys. 2.6. Średnio miesięczny postęp dobowy i średnie miesięczne wydobycie w zależności od średniej miąższości pokładu



Do porównania osiągniętych wyników produkcyjnych wybrano pola ścianowe o zbliżonych

wybiegach oraz długościach ścian (ściany: 3/V/387, 4/V/388, 5/V/389, 6/V/390).

Z przedstawionego porównania wynika, iż największe postępy osiągano w trakcie prowadzenia

ściany o najmniejszej średniej miąższości wraz z jednoczesnym uzyskaniem najwyższego średniego

wydobycia miesięcznego.

Kopalnia Bogdanka w 2005 roku uruchomiła nowe pole eksploatacyjne IV w pokładzie 385/2.

Pierwszym eksploatowanym polem było pole eksploatacyjne ściany 1/IV/385. Długość ściany

wynosiła 297 m, zaś jej wybieg 3,1 km. Miąższość pokładu w partii zlokalizowanej w polu IV waha

się w granicach 1,6÷1,85 m. Na wybiegu ściany odnotowano niespotykany do tej pory kąt

nachylenia podłużnego wyrobiska eksploatacyjnego równy 10°. Ściana została wyposażona

w kompleks ścianowy nr 5 (tab. 2.5). W trakcie prowadzenia tej ściany pomimo małej miąższości

eksploatowanego pokładu osiągnięto bardzo dobre wyniki produkcyjne. Uzyskano rekordowy

postęp 19 m, a wydobycie dobowe wynosiło około 20 tys. Mg. Parametry produkcyjne ściany 1/IV

przedstawiono w tabeli 2.7.

Tabela 2.7. Wyniki produkcyjne ściany 1/IV/385

Długość [m]

Wybieg [m]

Średnia miąższość pokładu [m]

Czas eksploatacji [miesiąc]

Średni miesięczny postęp

[m/miesiąc]

Średnie miesięczne wydobycie

[Mg/miesiąc]

Średni dobowy postęp

[m/dobę]

Średnie dobowe

wydobycie [Mg/dobę]

Wydobycie brutto [Mg]

297 3 100 1,65 14 241 261 074 10,43 11 362 3 397 099

2.1. Technologiaeksploatacjinaprzykładzieściany1/VI/385

Pole eksploatacyjne ściany 1/VI, zwane w dalszej części polem badawczym (rys. 2.7), znajduje

się w rejonie Nadrybie w pokładzie 385/2 na poziomie 910 m. Pokład zalega prawie poziomo.

Nachylenie podłużne ściany wynosiło 2°. Miąższość pokładu jest zmienna i waha się od 1,33 m do

1,8 m.

W pokładzie występują przerosty o miąższości około 0,1 m. W rejonie pola określono

następujące zagrożenia:

I kategoria zagrożenia metanowego,

I stopień zagrożenia wodnego,

IV grupa zagrożenia pożarowego (samozapalności),

klasa B zagrożenia wybuchem pyłu węglowego.



Rys. 2.7. Badawcze pole ścianowe 1/VI/385

Ściana badawcza 1/VI prowadzona była na całą miąższość systemem ścianowym podłużnym

z zawałem stropu od granic. Urabianie odbywało się dwukierunkowo przy użyciu struga GH 1600

wyprodukowanego przez firmę Bucyrus (obecnie Caterpillar). W pierwszej fazie rozruchu ściany

wykonano zawrębienia struga w caliznę węglową na całej jej długości. Po osiągnięciu pełnego

zawału oraz wstępnym określeniu parametrów eksploatacji sukcesywnie zwiększano wydajność

oraz optymalizowano parametry pracy kompleksu. Rozruchu ściany i osiągnięcia docelowej

wielkości urobku 10 000 Mg/dobę przewidziano na 3 miesiące.

Szczególną uwagę na tym etapie zwracano na to, aby w okresie rozruchu ściany załoga na

wszystkich stanowiskach pracy zdobyła niezbędne umiejętności praktyczne do prawidłowej

eksploatacji ściany z użyciem kompleksu strugowego. Przy zakładanym wydobyciu front wyrobiska

eksploatacyjnego przesuwał się ze średnią prędkością v na poziomie 10÷12 m/dobę. Przy takim

postępie ściany zakres prac do wykonania był stosunkowo szeroki i obejmował:

wzmocnienie wyrobisk przyścianowych przed frontem ściany,

pobierkę spągu w odległości około 100 m przed frontem ściany w chodniku

podścianowym oraz pobierkę na skrzyżowaniach ściany z chodnikami przyścianowymi,

wzmocnienie ociosów wyrobisk za pomocą iniekcji środków chemicznych,

wykonanie wnęki za frontem ściany w chodniku podścianowym,

wzmocnienie chodnika podścianowego w formie kasztów w wykonanej wcześniej wnęce,

wypełnienie kasztów materiałem mineralno‐cementowym,

izolację ociosu wyrobiska podścianowego od strony zawału,

likwidację chodnika nadścianowego.

Kompleksu strugowego Bucyrus składał się z:

struga GH 1600 (rys. 2.8),



przenośnika ścianowego PF‐1032 z czołowym wysypem,

przenośnika podścianowego PF‐1132,

sekcji obudowy zmechanizowanej Bucyrus.

Strug przystosowany był do eksploatacji pokładów o miąższości 0,98÷2,2 m

przez zastosowanie budowy modułowej zapewniającej dostosowanie wysokości urabiania

do zmieniających się parametrów pokładów. Modułowa konstrukcja struga składała się z:

korpusu, górnej części struga (lewej i prawej), elementu pociągowego głowicy, wieżyczki, bloku

zamykającego, dwóch bloków pośrednich oraz zestawu noży.

W ścianie 1/VI zastosowano wersję (rys. 2.9) o wysokości 0,98÷1,230 m składającą się z:

korpusu, górnej części struga lewej i prawej, elementu pociągowego głowicy, wieżyczki, zestawu

noży oraz płyty nakrywającej (używana tylko w jednej wersji).

Rys. 2.8. Budowa modułowa struga GH 1600 Rys. 2.9. Widok struga GH‐1600 w ścianie 1/VI

przed jej rozruchem (fot. Ł. Herezy)

Strug ciągniony był za pomocą cięgna (łańcuch strugowy DKB 42×146). Siła pociągowa

pochodziła z napędu głównego oraz napędu pomocniczego, gdzie zainstalowano silniki indukcyjne

trójfazowe o mocy 630 kW, napięciu zasilania 3300 V i częstotliwości 50 Hz. Zamiana momentu

obrotowego w siłę pociągową realizowana była przez przekładnię KP45 wyposażaną

w zabezpieczenia przeciążeniowe zapobiegające zerwaniu łańcucha strugowego.

Przenośnik ścianowy wyposażony był w napęd główny i pomocniczy, w którym zainstalowano

silniki indukcyjne trójfazowe o mocy 800 kW, napięciu zasilania 3300 V i częstotliwości 50 Hz,

przekładnię P45 i cięgno łańcuchowe DKB 42×146. Przekładka napędów głównego i pomocniczego

wykonywana była przy użyciu tzw. systemu przekładki napędu głównego/napędu pomocniczego.

Przenośnik podścianowy wyposażony był w silnik indukcyjny trójfazowy o mocy 400 kW,

napięciu zasilania 3300 V i częstotliwosci 50 Hz, przekładnię KP 25/30, cięgna łańcuchowe

DMKB 34×126, przesypnię SMB‐1200/3000, kruszarkę mimośrodową SK 1111 z silnikiem

indukcyjnym trójfazowym o mocy 315 kW, napięciu zasilania 3300 V i częstotliwości 50 Hz.

Przekładka przenośnika podścianowego wykonywana była przy użyciu tzw. systemu przekładki

przenośnika podścianowego.



Od strony chodnika podścianowego zainstalowano trzy sekcje skrajne Bucyrus 14,8/23,

a następnie 134 sekcje liniowe Bucyrus 9,5/20 i cztery sekcje skrajne Bucyrus 14,8/23. Parametry

techniczne tych sekcji przedstawiono w tabeli 2.8.

Tabela 2.8. Wybrane parametry techniczne sekcji Bucyrus 9,5/20 i 14,8/23

Wartość Parametr Jednostka

sekcja liniowa sekcja skrajna

Wysokość minimalna [mm] 950 1 480

Wysokość maksymalna [mm] 2 000 2 300

Krok obudowy [mm] 850 850

Szerokość stropnicy z fartuchem bocznym [mm] 1 650 1 700

Długość stropnicy [mm] 3 810 4 010

przy ciśnieniu rozparcia 320 bar [kN] 4 561 4 561 Podporność robocza przy ciśnieniu znamionowym 450 bar [kN] 6 413 6 431

Trzymiesięczny okres rozruchu ściany zakończył się tzw. testem wydajności kompleksu

strugowego. Test polegał na uzyskaniu wielkości urobku na poziomie co najmniej 10 000 Mg/dobę

przez kolejne trzy dni eksploatacji pokładu. Wyniki przedstawiono w tabeli 2.9 oraz rysunku 2.10.

Tabela 2.9. Wydobycie ze ściany 1/VI podczas kolejnych dni testu wydajności

Dzień testu Postęp ściany [m/dobę] Wydobycie [Mg/dobę] Dobowy czas pracy [h:min]

1 14,00 11 156,8 7:54

2 15,4 12 359,7 9:12

3 15,65 11 127,5 8:23

4 15,6 11 110,7 8:20

5 8,75 7 265,5 5:51

6000

7000

8000

9000

10000

11000

12000

13000

8

10

12

14

16

18

20

1 2 3 4 5

Wydobycie dobowe [M

g]

Postęp dobowy [m

]

Kolejny dzień testu wydajnościwoego

Postęp dobowy [m] Wydobycie dobowe [Mg] Średnie wydobycie ze ściany 1/VI [Mg]

Rys. 2.10. Zmiana postępu i wydobycia podczas testu wydajności na tle średniego wydobycia osiągniętego podczas

eksploatacji całego pola ścianowego



Postęp dobowy, określony na podstawie prędkości przemieszczania się ściany, przedstawiono

w tabeli 2.9. Ze względów technologicznych zaistniała konieczność prowadzenia ściany

z nieznacznym opóźnieniem rejonu skrzyżowań ściany zarówno z chodnikiem podścianowym, jak

i nadścianowym względem środka ściany. Różnica pomiędzy poszczególnymi postępami

dobowymi wynika z konieczności korygowania różnicy odległości pomiędzy poszczególnymi

odcinkami ściany oraz prawidłowego prowadzenia napędów: głównego i pomocniczego.

Niejednokrotnie w okresie rozruchu ściany, w trakcie sprawdzania modyfikowanych

parametrów pracy kompleksu strugowego, uzyskiwano wydajność powyżej 10 000 Mg/dobę

(Kozek, 2010). Test posłużył jedynie do ostatecznego potwierdzenia wydajności kompleksu,

a maksymalna wydajność dobowa pracy kompleksu wyniosła 16 894 Mg urobku.

Parametry pracy ściany 1/VI podczas pierwszych czterech miesięcy jej funkcjonowania

przedstawiono w tabeli 2.10. Na rysunku 2.11 pokazano zależność pomiędzy wydobyciem

i postępem ściany z uwzględnieniem efektywnego czasu pracy struga.

Tabela 2.10. Zestawienie parametrów pracy ściany 1/VI w okresie rozruchu (Kozek, 2010b)

Postęp [m]

Wydobycie [Mg]

Postęp Wydobycie Miesiąc

Liczba roboczodniówek

[szt.]

Postęp [m/dobę]

Wydobycie [Mg/dobę]

Czas pracy [h:min] [m/h] [Mg/h]

razem 12,5 9 038 8:45 1,44 1 033 1 marzec

średnio 3

4,2 1 745,8 2:55 1,44 1 033

razem 187,2 135 830 112:34 1,66 1 207 2 kwiecień

średnio 23

8,1 5 906 4:54 1,65 1 205

razem 226,04 183 217 128:42 1,75 1 424 3 maj

średnio 24

9,41 7 634 5:35 1,69 1 367 razem 247 178 033 139:00 1,78 1 281

4 czerwiec średnio

24 10,3 7 418 6:19 1,63 1 174

Średnio 1,63 1 216

Rys. 2.11. Przyrost wielkości wydobycia i postępu ściany w okresie jej rozruchu



2.2. ObudowachodnikówprzyścianowychwLW„Bogdanka”1

W pierwszych latach prowadzenia eksploatacji przez LW Bogdanka chodniki przyścianowe

wykonywane były w obudowie odrzwiowej o rozmiarze 7 z kształtownika V29 o rozstawie odrzwi

najczęściej co 0,5 m. Były to typowe odrzwia 4‐elementowe wykonywane jako otwarte. W drugiej

połowie lat 80 zwiększono przekrój poprzeczny chodników przyścianowych poprzez zastosowanie

odrzwi mieszanych, w których stropnice były z odrzwi o rozmiarze 10, natomiast łuki ociosowe

z odrzwi o rozmiarze 8.

Po zmianie systemu eksploatacji „do pola” na system „od pola” i przejściu na wykonywanie

chodników przyścianowych z wyprzedzeniem, chodniki te wykonywane były w obudowie

podobnej jak pozostałe wyrobiska, tj. w obudowie zamkniętej specjalnej z kształtownika V36.

Zamykanie odbywało się podczas drążenia w strefie przodkowej bezpośrednio za kombajnem.

Stosowany był typoszereg odrzwi zamkniętych specjalnych ŁPZS taki sam w przekopach,

chodnikach głównych jak i chodnikach przyścianowych. Najczęściej w chodnikach przyścianowych

w latach 90 stosowany był rozmiar odrzwi 9 typoszeregu ŁPZS, których konstrukcje przedstawiono

na rysunku 2.12. Demontaż spągnic odbywał się dopiero przed samą ścianą w odległości około

60 m.

Rys. 2.12. Obudowa zamknięta ŁPZS 9 (Kozek i Ruchel 2011)

Do roku 2001, zarówno w samodzielnych obudowach podporowych, jak i z zastosowaniem

odrzwi rozrzedzonych z kotwieniem, standardowo stosowano odrzwia zamknięte specjalne

1 Niniejszy podrozdział zaczerpnięto z publikacji Kozek i Ruchel (2011). W tekście wprowadzono niezbędne poprawki językowe oraz zmieniono numerację rysunków.



typoszeregu ŁPZS o rozmiarze odrzwi 9. Zdarzały się jednak i wówczas sporadyczne przypadki

niszczenia elementów spągnicowych.

Wraz z wdrażaniem obudów mieszanych rozrzedzano odrzwia obudowy podporowej do

1,0÷1,2 m, a nawet do 1,5 m. Zastosowanie obudowy kotwiowej w części stropowej skutecznie

wzmacniało górotwór i rekompensowało zmniejszoną podporność obudowy odrzwiowej.

W odniesieniu do spągu i ociosów nie uzyskano proporcjonalnego wzmocnienia górotworu,

co przejawiało się częstym wyłamywaniem spągnic.

Próby utrzymania spągu za pomocą obudowy kotwowej prowadzono już od roku 1996

(obudowa otwarta z kotwieniem spągu), ale z niezadowalającym skutkiem. W 1999 roku podjęto

próbę kotwienia spągu, tym razem w samym przodku drążonego chodnika. Zastosowano wówczas

kotwie (o długości 2,7 m z łbem kutym), zabudowane za pomocą wozu kotwiącego SWKB,

z wierceniem otworów „na sucho”. Kotwienie takie również okazało się nieskuteczne. Spąg uległ

wypiętrzeniu między kotwiami, a także wraz z kotwiami.

Utrzymanie spągu za pomocą kotwienia, jakkolwiek nie dało pozytywnych wyników, wykazało,

że wypiętrzanie spągu nie jest tak wielkie, jak przypuszczano i w wielu przypadkach mimo

zniszczenia kotwi spągowych utrzymanie chodnika nie stwarzało większych trudności. Najbardziej

uciążliwe było nie tyle wypiętrzanie spągu, co zaciskanie poziome chodników. Odrzwia otwarte są

bowiem bardzo podatne na zaciskanie poziome.

W roku 2001 wprowadzono do użytkowania obudowę pięcioelementową typoszeregu ŁPSC,

mającą pewien zapas szerokości z uwagi na zaciskanie poziome wyrobisk. Konstrukcja obudowy

pozwoliła na wyeliminowanie spągnic (rys. 2.13), a obudowa stała się podstawową w chodnikach

przyścianowych.

Technologia wykonywania obudowy wyrobisk w odrzwiach typu ŁPS/C obejmuje dwa

warianty:

I wariant ‐ pozostawienie odrzwi jako otwartych do końca istnienia chodnika. Dotyczy

to wyrobisk o krótszym okresie istnienia (np. chodników przyścianowych) w lepszych

warunkach geologiczno‐górniczych.

II wariant ‐ dokonuje się „zamknięcia” spągu z pewnym opóźnieniem po dokonaniu

pobierki spągu. Ten wariant stosuje się w wyrobiskach o długim czasie istnienia lub

w gorszych warunkach geologiczno‐górniczych.



Rys. 2.13. Obudowa ŁPSC (fot. A. Ruchel)

W latach 2008÷2009 w kopalni Bogdanka podjęto prace nad nowym typoszeregiem odrzwi

lepiej przystosowanych do potrzeb chodników przyścianowych. Były to wówczas w 100% chodniki

przyścianowe dla ścian kombajnowych. W trakcie tych prac pojawił się problem obudowy

chodników przyścianowych ścian strugowych, w związku z podjętymi pracami przygotowawczymi

nad wdrożeniem w kopalni techniki strugowej. Dla ścian strugowych konieczne było zwiększenie

wielkości chodników i rozmiarów odrzwi, przy jednoczesnym ich rozrzedzeniu, dla ograniczenia

robót na skrzyżowaniu ze ścianą (prace te wymagają zatrzymania struga). Ten ostatni czynnik

wiązał się z koniecznością wprowadzenia obudowy kotwiowej jako stałego składnika obudowy

chodnika. W ramach tych prac powstała obudowa ŁPSC składająca się z odrzwi 6‐elementowych

o łukowym kształcie przekroju poprzecznego, przystosowanych do prowadzenia i utrzymania

skrzyżowania ze ścianą. Odrzwia te przewidziane zostały do zabudowy w przodku drążonego

chodnika jako otwarte, z możliwością późniejszego zamykania spągu po dokonanej jego pobierce

(analogicznie jak w odrzwiach ŁPSC).

W typoszeregu odrzwi przewidziano sześć rozmiarów ‐ po trzy dla chodników przyścianowych

ścian kombajnowych (wersja wykonania „K”, rozmiar 9, 10 i 11) oraz trzy dla chodników

przyścianowych ścian strugowych (wersja wykonania „S” ‐ rozmiar 11, 12 i 13).



Rys. 2.14. Wyrobisko przyścianowe wykonane w obudowie ŁPSC V36/12/S (fot. A. Ruchel)

Nowa 6‐elementowa obudowa typoszeregu ŁPSC zastosowana została po raz pierwszy

w chodnikach przyścianowych ściany 1/VI w pokładzie 385/2 drążonych na potrzeby pierwszej

ściany strugowej.

Widok chodnika podścianowego ściany 1/VI/385 wykonanego w obudowie ŁPSC 12/S

przedstawia rysunek 2.14.

W obudowie ŁPSC drążone były również chodniki przyścianowe drugiej ściany strugowej

w kopalni Bogdanka ‐ ściany 7/VII zlokalizowanej w pokładzie 385/2 w polu Stefanów.

Dla ścian strugowych przedmiotowe odrzwia w chodnikach przyścianowych zabudowane są

najczęściej w rozstawie 0,9 m wraz z dodatkowym kotwieniem górotworu z użyciem kotwi

strunowych o długości 7 m i kotwi prętowych o długości 2,7 m.

Przykład odrzwi ŁPSC Bogdanka o wielkości 12/S w wykonaniu sześcioelementowym

i siedmioelementowym przedstawiono na rysunku 2.15 (Korzeniowski i Herezy, 2011; Prusek,

Rotkegel i Kozek, 2011; Rak, 2011b).



Rys. 2.15. Obudowa ŁPSC 12/S dla chodnika podścianowego 1/VI (Kozek i Ruchel, 2011)

2.3. Obudowa chodnika podścianowego ściany 1/VI/385 wrazztechnologiąwzmacnianiazafrontemeksploatacji

Ściana 1/VI była pierwszą ścianą w kopalni Bogdanka wyposażoną w kompleks strugowy.

Ze względu na konieczność zawrębiania struga w wyrobiskach przyścianowych oraz znaczne

gabaryty napędów struga i przenośnika ścianowego chodnik podścianowy 1/VI został wykonany

w obudowie sześcioelementowej ŁPSC V36/12S i obudowie pięcioelementowej ŁPSC V36/12,

której wymiary w świetle są stosunkowo duże (rys. 2.16). Z tego powodu wyrobisko wydrążono

ze znaczną przybierką skał spągowych i stropowych.



Rys. 2.16. Przykład odrzwia obudowy ŁPSC 12/S Rys. 2.17. Schemat zabudowy wykładki mechaniczne: 1‐zawory, 2‐worek stropowy, 3‐worki ociosowe

Odmiennie niż w typowych obudowach ŁP łuki ociosowe w części przyspągowej odchylone są

nieco w kierunku na ocios. Taki układ w okresie jego użytkowania pozwala na zmniejszenie efektu

utraty czynnego przekroju użytecznego wyrobisk wskutek jego zaciskania poziomego (także od

wypiętrzającego się spągu).

W przedmiotowym chodniku zastosowano odrzwia z kształtownika V36 ze stali

o podwyższonych parametrach wytrzymałościowych (S480W). Odrzwia zabudowane zostały

w rozstawie co 0,9 m. W celu uzyskania efektu wczesnej współpracy obudowy z górotworem

zastosowano system wykładki mechanicznej (rys. 2.17, 2.18) (Rak, Małkowski i Stasica, 2011).

Rys. 2.18. Wykładka mechaniczna (fot. Ł. Herezy)

Przy wdrażaniu techniki strugowej okazało się, że z uwagi na zwiększenie przekrojów wyrobisk

przyścianowych zmalały postępy ich drążenia. Dla ścian strugowych postępy te wynoszą

maksymalnie 13,5 m/dobę, a dla kombajnowych 20 m/dobę. Aby roboty przygotowawcze

postępowały adekwatnie do postępów ścian oraz w celu zmniejszenia ich kosztów podjęto próbę

utrzymania chodnika podścianowego za frontem ściany. Optymalną metodę zabezpieczenia



chodnika podścianowego ściany 1/VI/385 dla jego utrzymania przed i za frontem ścianowym

wybrano, kierując się dotychczasowymi doświadczeniami polskiego górnictwa węglowego w tym

zakresie. Uwzględniono jednocześnie doświadczenia kopalni Bogdanka uzyskane w latach 80,

których celem było określenie optymalnego sposobu zabezpieczenia wyrobisk utrzymywanych

w jednostronnym otoczeniu zrobów w pokładzie 382. Przy wyborze metody kierowano się

również parametrami produkcyjnymi ściany 1/VI/385, przede wszystkim postępem ściany

przyjętym na poziomie 15 m na dobę przy miąższości wybieranego pokładu na poziomie około 1,5

m.

Dodatkowego zabezpieczenia obudowy chodnika podścianowego 1/VI/385 dokonywano:

W trakcie drążenia wyrobiska (rys. 2.19) ‐ wyrobisko zabezpieczone zostało za pomocą

systemu kotwi w następujący sposób:

zabudowano kotwie prętowe o nośności min. 160 kN i długości całkowitej 2,7 m;

kotwie (po 7 i 6) sztuk umieszczono naprzemiennie w polach pomiędzy odrzwiami

obudowy.

Przed frontem eksploatacji (rys. 2.19), tj. przed spodziewanym ciśnieniem eksploatacyjnym,

minimum 100 m przed ścianą, wyrobisko zabezpieczono przez:

zabudowę dwóch rzędów krótkich podciągów (długość ok. 1,3 m) wiązanych z każdymi

odrzwiami z kształtownika min. V32, przykotwionych w środku kotwiami strunowymi

o nośności 300 kN i długości całkowitej 6,0 m; kotwie i podciągi instalowane były

naprzemiennie w co drugim polu pomiędzy odrzwiami obudowy ŁPSC, tj. jeden w osi,

a drugi około 1,5 m od osi w kierunku na ocios ściany 1/VI/385; w trakcie pierwszych dni

eksploatacji zmieniono sposób zabudowy kotwi wraz z podciągami instalowanymi w osi

wyrobiska z uwagi na konstrukcję układu przekładkowego (opis wzmocnienia po zmianach

zamieszczono w rozdziale 7);

zabudowanie dwóch rzędów podciągów wiązanych z każdymi odrzwiami symetrycznie w

odległości po około 1,8 m od osi wyrobiska; podciągi wykonane z kształtownika min. V32

instalowano na zakładkę na minimum jednych odrzwiach.



Rys. 2.19. Sposób zabezpieczenia chodnika podścianowego ściany 1/VI/385 przed frontem eksploatacji (Rak i Stasica, 2011)

Bezpośrednio przed ścianą (rys. 2.19) (od kilku do kilkunastu metrów) ‐ w zależności od

lokalnych potrzeb realizowano iniekcję stropu bezpośrednio. Iniekcja była prowadzona

z zastosowaniem żywic poliuretanowych. Celem iniekcji było sklejenie warstw dla poprawy

stateczności i parametrów tzw. wspornika stropowego za ścianą.



Na skrzyżowaniu ze ścianą (rys. 2.20) ‐ wyrobisko zabezpieczane było za pomocą systemu

opinki stropnic, stojaków i kasztów budowanych wg poniższych wytycznych:

wlot ściany zabezpieczany był szczelną opinką z połowic lub filarówek wprowadzanych na

stropnicę skrajnej sekcji obudowy zmechanizowanej;

opinkę drewnianą podbudowywano trzema rzędami stropnic stalowych o długości 4,0 m

podpartych minimum trzema stojakami SHC każda;

bezpośrednio przy sekcji skrajnej budowano podciąg z kształtownika min. V32 podpartego

stojakami SV32 budowanymi w rozstawie maksymalnie co 0,9 m;

bezpośrednio przy linii ociosu chodnika od strony ściany budowano stropnicę drewnianą

podpartą stojakami drewnianymi w rozstawie maksymalnie co 0,9 m;

bezpośrednio za ostatnią linią stojaków SHC zabezpieczających wnękę budowano kaszt

z prefabrykatów wykonanych z drewna twardego (buk) o podporności około 1500 kN

i o wymiarach wewnętrznych 0,9 m × 0,9 m (odcinkowo zmniejszony do 0,6 m × 0,6 m);

kaszty budowano tak, aby szczelnie odgradzać przestrzeń zawału.

Za ścianą (rys 2.20, 2.21) ‐ wyrobisko zabezpieczano w następujący sposób:

bezpośrednio za zwrotnią przenośnika podścianowego wcześniej zabudowany od strony

naprzeciwległej do ściany podciąg V32 podpierano stojakami SV32 w rozstawie

maksymalnie co 0,9 m;

w odległości do 15 m za ścianą kaszty wypełniano szybkowiążącym spoiwem mineralno‐

cementowym; wypełnianie wykonywano metodą na sucho z zastosowaniem torkretnicy,

tak aby po godzinie od zalania kasztu wytrzymałość na ściskanie materiału wynosiła nie

mniej niż 5 MPa.



Rys. 2.20. Sposób zabezpieczenia chodnika podścianowego ściany 1/VI/385 na skrzyżowaniu ze ścianą i za frontem

eksploatacji (Rak i Stasica, 2009)



Rys. 2.21. Sposób zabezpieczenia chodnika podścianowego ściany 1/VI/385 za frontem eksploatacji

(Rak i Stasica, 2009)



3. Tezaicelpracy

Analiza doświadczeń zdobytych podczas obserwacji procesu wdrożenia nowej technologii

strugowej w kopalni LW Bogdanka, w szczególności problemów związanych z utrzymaniem

wyrobisk chodnikowych, a z drugiej strony rozpoznanie możliwości zaawansowanego

oprzyrządowania zastosowanego kompleksu, doprowadziły do sformułowania problemu

badawczego.

Postawiono następującą tezę oraz określono cele badawcze:

TEZA PRACY: Przebieg charakterystyki pracy sekcji obudowy zmechanizowanej

zainstalowanej w wyrobisku ścianowym jest związany z lokalizacją obszarów wzmożonych

deformacji wyrobiska przyścianowego i ich intensywności.

Celem pracy jest:

Wyznaczenie lokalizacji obszarów o zwiększonej intensywności deformacji chodników

przyścianowych względem położenia ściany eksploatacyjnej na wybranym przykładzie.

Zdefiniowanie relacji pomiędzy wartościami ciśnienia wskazanego przez czujniki

zainstalowane w stojakach hydraulicznych sekcji obudowy zmechanizowanej

i lokalizacją wyżej wymienionych obszarów w kontekście możliwości prognozowania

ich zasięgu.

Do realizacji wyżej wymienionych celów przyjęto metodę badawczą opartą przede wszystkim

na badaniach eksperymentalnych i pomiarach in situ zrealizowanych podczas eksploatacji

określonej partii pokładu węgla systemem ścianowym.



4. Problematyka ciśnienia górotworu i ciśnienia

eksploatacyjnegotowarzyszącegoeksploatacjizłoża

W wyniku naruszenia struktury górotworu przez wykonanie np. wyrobiska chodnikowego

następuje zmiana stanu naprężenia. Tworzy się nowy stan równowagi. Wokół wyrobisk powstają

strefy odprężone. Ciśnienie górotworu, związane przede wszystkim z głębokością oraz zasięgiem

strefy odprężonej wokół wyrobisk, jest zasadniczymi czynnikiem decydującymi o wielkości

obciążenia obudowy wyrobisk. Warunki obciążenia mogą jednak ulec zmianie w wyniku

dodatkowych czynników, takich jak:

występowanie krawędzi i resztek eksploatacyjnych,

występowanie zaburzeń wtórnych,

zwiększony kąt nachylenia warstw skalnych i wyrobiska oraz ich położenie względem

siebie,

rozmakanie skał stropowych,

wyrobiska sąsiadujące.

Wraz z postępem eksploatacji w polu ścianowym powstaje dodatkowe ciśnienie, zwane

ciśnieniem eksploatacyjnym, ujawniające się przed czołem wyrobiska ścianowego. Jego przebieg

zależy przede wszystkim od głębokości eksploatacji, rozpiętości wyrobiska ścianowego (odległości

od czoła ściany do końca stropnicy lub końca wspornika stropowego), podporności obudowy,

parametrów wytrzymałościowych pokładu i skał otaczających oraz prędkości postępu frontu

eksploatacyjnego.

4.1. Ciśnieniestatycznewokółwyrobiskachodnikowego

Ciśnienie statyczne oraz jego rozkład wokół wyrobiska w głównej mierze zależą od głębokości

oraz jego kształtu. Próby ilościowo‐jakościowego opisu rozkładu ciśnienia były podejmowane

przez wielu autorów, w odniesieniu do różnych kształtów przekrojów poprzecznych wyrobisk.

A. Sałustowicz opisał rozkład naprężeń, zakładając prostokątny kształt przekroju poprzecznego,

M. Huber o przekroju eliptycznym natomiast G. Kirsh podał rozkład naprężeń wokół wyrobisk

o przekroju kołowym (Kirsch, 1898; Huber, 1954; Sałustowicz, 1955, 1965).

Spękania powstałe wokół wyrobiska skutkują pojawieniem się ciśnienia statycznego

oddziałującego na obudowę wyrobiska. Wyznaczenie wartości ciśnienia statycznego w zasadzie

polega na określeniu masy skał w strefie spękań i rozłożeniu siły przez nią wywieranej na

obwodzie wyrobiska. Jedną z pierwszych teorii wyznaczania ciśnienia statycznego jest teoria



M.M. Protodiakonowa, zgodnie z którą strefa spękań nad wyrobiskiem utworzona jest w obszarze

określonym kształtem paraboli, której szerokość równa jest szerokości wyrobiska. Z kolei

P.M. Cymbariewicz założył w swej teorii, że strefa spękań również ma kształt paraboli, jednakże jej

szerokość jest większa od szerokości wyrobiska. Zwiększenie szerokości strefy spękań wynika

z utworzenia się płaszczyzny poślizgu w ociosach wyrobiska. Po uwzględnieniu późniejszych badań

P.M. Cymbariewicz stwierdził, że dotychczasowe rozważania odnosiły się do górotworu

o charakterze ziarnisto‐spoistym, natomiast w warunkach zalegania w stropie skał zwięzłych strefa

spękań ma kształt trójkąta. A. Sałustowicz w teorii sklepienia ciśnień założył, że strefa spękań

wokół wyrobiska zależy od skłonności górotworu do przystosowania wyłomu wyrobiska do

takiego kształtu, aby naprężenia zrównały się z wytrzymałością górotworu (Kłeczek, 1994). Inną

teorię opracował K. Terzaghi (1946), w której rozpatruje się równowagę elementu górotworu

o szerokości równej szerokości wyrobiska i elementarnej wysokości (Kłeczek, 1994; Chudek,

2002). Na tak wybrany element oddziałują siły związane z:

obciążeniem nadkładu,

reakcją podłoża,

ciężarem własnym,

spójnością wewnętrzną,

parciem bocznym.

Widząc potrzebę modyfikacji istniejących teorii, Z. Kłeczek (1994) zaproponował swoją teorię

uwzględniającą głębokość lokalizacji wyrobiska oraz parametry wytrzymałościowe poszczególnych

skał masywu skalnego, w jakich wyrobisko zostało wykonane.

Kolejnym elementem wpływającym na obciążenie wyrobiska chodnikowego jest ciśnienie

deformacyjne, którego przyczyna tkwi w zdolności przemieszczania się skał otaczających

do przestrzeni wyrobiska. Podstawą rozważań teoretycznych nad zagadnieniem ciśnienia

deformacyjnego są własności reologiczne górotworu. A. Sałustowicz stworzył teoretyczne

podstawy opisu przyczyn powstawania ciśnienia deformacyjnego oraz określania jego wartości

w warunkach współpracy górotworu z obudową. Założył on, iż górotwór jest ośrodkiem sprężysto‐

lepkim. Uogólniając teorię A. Sałustowicza poprzez przyjęcie charakterystyki ośrodka skalnego,

jako standardowego ośrodka reologicznego, H. Filcek (1963) podał rozwiązanie stanu naprężenia

wokół wyrobiska o przekroju kołowym. Z przeprowadzonych rozważań wynika, że ciśnienie

deformacyjne zależy od czasu, głębokości oraz od własności górotworu i obudowy wyrobiska.

W swej pracy A. Tajduś (1990) na podstawie badań in situ i obliczeń numerycznych wykazał

trzy charakterystyczne strefy w otoczeniu wyrobisk korytarzowych:

strefa zniszczenia natychmiastowego,



strefa zniszczenia zależna od czasu,

strefa sprężysto‐lepka.

Jednym z modeli opisujących zachowanie się górotworu wokół wyrobiska przedstawionym

przez A. Tajdusia był model reologiczny (Burgersa), który przy użyciu metody odwrotnej pozwala

na prognozowanie zachowania się wyrobisk. Autor wskazuje również, że dla prawidłowego

projektowania wyrobisk górniczych bardzo ważnym jest znajomość stanu naprężenia,

przemieszczenia i zasięgu strefy zniszczenia.

Ciśnienie statyczne w polu ścianowym 1/VI można wyznaczyć np. na podstawie doświadczeń

oraz badań Bilińskiego (2005), według wzoru:

gdzie:

H – średnia głębokość eksploatacji,

α – kąt nachylenia pokładu,

mc – iloczyn współczynników cząstkowych zmniejszających i zwiększających ciśnienie górotworu,

tj.:

m0 – współczynnik wpływu nachylenia pokładu,

m1 – współczynnik systemu eksploatacji,

m2 – współczynnik otwarcia pierwszego pola eksploatacyjnego w górotworze znajdującym się

w pierwotnym lub wtórnym stanie równowagi,

m3 – współczynnik odprężenia górotworu eksploatacjami dokonanymi powyżej i poniżej

rozpatrywanego pokładu,

m4 – współczynnik większych resztek calizny pozostawionych w zrobach wybieranego pokładu

w danym polu eksploatacyjnym lub pozostawionych do 150 m nad nim,

m5 – współczynnik wpływu uskoku,

m6 – współczynnik wpływu krawędzi eksploatacyjnych w pokładzie wyżej lub niżej leżącym,

m7 – współczynnik zbliżania się do starych zrobów,

m8 – współczynnik wpływu chodników przed frontem ściany,

m9 – współczynnik wpływu zmiennego kierunku eksploatacji,

m10 – współczynnik wpływu obustronnego otoczenia pola eksploatacyjnego,

m11 – współczynnik rozruchu ściany.

Z przeprowadzonych według wzoru (1) obliczeń wynika, że w warunkach geologiczno‐

górniczych ściany 1/VI ciśnienie górotworu q wynosi:

‐ dla pierwszych 50 m i ostatnich 50 m wybiegu ściany około 7 MPa,

‐ dla pozostałej długości wybiegu ściany około 6 MPa.



Główny wpływ na przedstawione wartości ciśnienia q mają współczynniki m1 i m2 obniżające

wartość q. Przy nie uwzględnieniu współczynników ciśnienie q w polu ścianowym 1/VI wynosi

około 20 MPa.

4.2. Wpływeksploatacjinarozkładciśnieniagórotworu

Jedną z pierwszych teorii opisujących powstawanie ciśnienia eksploatacyjnego jest teoria

sklepienia ciśnień, której twórcą był M. Fayol. Teorię rozwinęli: J. Trompeter,

M.M. Protodiakonow, A. Eckerdt, W. Haak i G. Gillitzer oraz F. Spruth. Podstawą jej jest założenie,

że ponad wyrobiskiem eksploatacyjnych oraz nad calizną i zrobami w jego otoczeniu powstaje

skończona przestrzeń o kształcie sklepienia, w której zachodzą procesy odkształceniowo‐

zniszczeniowe górotworu (Kłeczek, 1994; Chudek, 2002; Drzewiecki, 2004). W 1952 roku H. Labass

przyjmując podobne założenia jak w teorii sklepienia ciśnień, sformułował teorię wstępnych

spękań. Teoria ta mówi, że ciśnienie pochodzące od skał naruszonych eksploatacją w otoczeniu

wyrobiska ścianowego prowadzi do powstawania spękań wokół tego wyrobiska oraz powstania

pustek pomiędzy warstwami skał i ich przemieszczenia w kierunku wyrobiska (Kłeczek, 1994;

Chudek, 2002; Drzewiecki, 2004; Prusek, 2008).

H. Labass opisał również poszczególne strefy tworzące się w wyniku naruszenia górotworu

eksploatacją, tj. strefę:

nienaruszoną,

wstępnych spękań,

silnych spękań, pustek między warstwami i osiadania,

wtórnej równowagi.

Strefy te ograniczone są płaszczyznami obwiedni w kształcie koła sięgającymi do powierzchni

ziemi.

Teorię nazywaną hipotezą przeginania warstw opublikował K.W. Ruppenejt (1957).

Na podstawie badań in situ dla górotworu niejednorodnego, warstwowego wyróżnił parametry

sprężyste górotworu i na ich podstawie opisał zjawiska deformacyjno zniszczeniowe zachodzące

w stropie eksploatowanego pola ścianowego. Jednakże teoria ta odnosi się do bezpośredniego

otoczenia wyrobiska ścianowego.

Kolejną teorią jest opracowana przez P. M. Cymbariewicza (1948) teoria zsuwu schodkowego,

w której założył warstwowo‐blokową budowę stropu. Zagadnienie to rozwijane było między

innymi przez Z. Bieniawskiego (1967), S. T. Kuźniecowa (1974) oraz J. Galanka (1964). Opierając się

na wcześniejszych pracach P. M. Cymbariewicz stworzył model górotworu naruszonego

eksploatacją o charakterze blokowo‐warstwowym, uwzględniający sztywność warstw stropowych.



Teoria przedstawiona w wymienionych opracowaniach uwzględnia mechanizm podziału

górotworu przed frontem ściany. Na podstawie założeń teorii zsuwu schodkowego i późniejszych

rozważań dotyczących dynamicznej utraty spójności między warstwami lub przekroczenia sił tarcia

na ich kontakcie powstały publikacje i opracowania (Jaeger i Cook; Jaeger, 1969, 1979; Bock,

1978; Goodman, 1980; Kisiel, 1982) bazujące na analizie przypadków tego typu procesów

w rejonach czynnych eksploatacji. Z uwagi na niejednorodność górotworu trudno było

w warunkach in situ określić granice zmian własności geomechanicznych górotworu, kierunku sił

powodujących jego niszczenie oraz siły tarcia przeciwdziałające niszczeniu górotworu. Z tego

powodu prace na modelach podjęli miedzy innymi G.N. Kuźniecow (1953, 1954, 1959), O. Jackobi

(1976), T. Majcherczyk i T. Ryncarz (1979). Przeprowadzone prace określały zasięg stref naruszenia

górotworu, jednak nie umożliwiały oceny dynamiki ruchu. Spowodowane było to ograniczeniami,

jakie stwarzały modele użyte do ich budowy materiały nie umożliwiały określenia utraty spójności

poszczególnych warstw oraz dynamiki ruchu związanej ze zmianą tarcia statycznego

w dynamiczne. Zagadnieniami tego typu zajął się J.R. Rice’a (1983).

Teoria W. Budryka oparta jest na mechanice klasycznej i nosi nazwę teorii fali ciśnień. Zakłada

ona, iż belka (warstwa skał stropu bezpośredniego), na którą działa ciśnienie pierwotne, opiera się

na podłożu sprężystym (pokład, spąg pokładu) (Budryk, 1933). Po wpływem eksploatacji belka

przybiera kształt linii falistej, oddziałując na pokład, w wyniku czego pojawiają się w nim

naprężenia. Teoria mówi, że największe wartości naprężenia występują w czole wyrobiska

eksploatacyjnego i maleją falowo wraz ze zwiększeniem się odległości w głąb calizny

w płaszczyźnie prostopadłej do czoła ściany. Czynnikami wpływającymi na wielkość naprężeń są

głębokość eksploatacji, wytrzymałość pokładu i skał stropowych oraz długość fali. Im większa jest

wytrzymałość skał stropowych i pokładu oraz głębokość eksploatacji, tym bardziej wartość

naprężeń wzrasta. Jeśli założymy, że głębokość eksploatacji się nie zmienia, a zmieniają się

parametry wytrzymałościowe pokładu i skał stropowych, to przy mało podatnym spągu i stropie

fala ciśnienia jest krótka i naprężenie wzrasta. Natomiast gdy spąg i skały stropowe są podatne,

długość fali wzrasta i zmniejsza się naprężenie (Chudek, 2002). W 1950 roku A. Sałustowicz

opierając się na założeniach W. Budryka, wyznaczył równanie ugięcia belki na podłożu sprężystym

w warunkach eksploatacji z podsadzką. Założenia zarówno w. Budryka, jak i A. Sałustowicza

pomijały istotną składową sił działających na belkę (sił poprzecznych), szczególnie podczas

eksploatacji systemem ścianowym (Ozog, 1965). W wyniku prac T. Ozoga powstała teoria ugięcia

belki na podłożu sprężystym dla eksploatacji systemem ścianowym zarówno z zawałem stropu,

jak i podsadzką.



W ujęciu ilościowym różnice między teorią W. Budryka a T. Ozoga w przypadku obydwu

systemów eksploatacji są istotne. W systemie z zawałem stropu i podsadzką według teorii

T. Ozoga osiąga się większe wartości:

długość fali, co oznacza większy zasięg oddziaływania ciśnienia w głąb calizny węglowej;

ugięcia maksymalnego stropu;

ciśnienia eksploatacyjnego.

Kolejną teorią dotyczącą przejawu ciśnienia eksploatacyjnego jest teoria reakcji podłoża, którą

zaproponował M. Borecki (Borecki, Biliński i Kidybiński, 1962). Teoria stanowi szczególny

przypadek wspomnianej wcześniej teorii T. Ozoga i uwzględnia rozwiązanie belki stropowej pod

obciążeniem siłami poprzecznymi. A. Biliński opierając się na teorii M. Boreckiego i licznych

pomiarach in situ ruchów górotworu w polach eksploatacyjnych, stwierdził, że w otoczeniu

wyrobiska eksploatacyjnego występuje strefa górotworu odprężonego i naruszonego. W strefie

górotworu odprężonego wydziela się strop bezpośredni, który swą masą oddziałuje na obudowę

zwiększając jej obciążenia, i strop zasadniczy spękany, lecz zachowujący swą ciągłość

geometryczną (Biliński, 1963, 1968, 1989; Biliński, Dreinert i Kostyk, 1996).

Z analizy literaturowej (Piechota, 2003; Prusek, 2003; Saeedi i inni, 2010; Rak, 2011a) wynika,

iż ciśnienie eksploatacyjne osiąga maksymalną wartość w pewnej odległości przed przesuwającym

się frontem ściany. Odległość ta jest zmienna i zależy od warunków geologiczo‐górniczych.

Maksymalna wartość ciśnienia eksploatacyjnego jest 3÷5 razy większa od ciśnienia statycznego.

W przypadku ściany 1/VI, przy założeniu trzykrotnego zwiększenia wcześniej obliczonego ciśnienia

statycznego, ciśnienie eksploatacyjne będzie wynosić:

‐ dla pierwszych 50 m i ostatnich 50 m wybiegu ściany około 21 MPa,

‐ dla pozostałej długości wybiegu ściany około 18 MPa.

W warunkach ciśnienia statycznego nieuwzględniającego wartości współczynników

zmniejszających i zwiększających ciśnienie q wartość ciśnienia eksploatacyjnego będzie wynosić

około 60 MPa.



5. Deformacjechodnikówprzyścianowych

Badania prowadzone zarówno w warunkach in situ, jak i numeryczne mają dostarczyć wiedzy

na temat zachowania się górotworu oraz jego oddziaływania na wyrobiska. Wnioski płynące

z analiz nie mogą być uniwersalne, gdyż warunki geologiczne nawet w poszczególnych kopalniach

w obrębie jednego zagłębia eksploatacyjnego mogą być skrajnie różne. Istnieją kopalnie,

w których warunki geologiczne zmieniają się, co kila lub kilkanaście metrów wraz z postępem

wykonywania wyrobisk.

Na podstawie przytoczonych teorii i hipotez oraz badań in situ powstało wiele instrukcji

i metod prognozowania deformacji przed i za frontem ściany. Pierwszymi metodami były metody

empiryczne powstałe po długoletnich badaniach w takich krajach, jak Francja, Niemcy i Polska

(Schwartz, 1960; Biliński, 1968; Götze i Kammer, 1976; Jacobi, 1976; Noltze, 1981; Chudek i inni,

1987; Duży, 2001; Kulassek, 2004; Prusek, 2011).

Pierwsze analizy pomiarów in situ według B. Schwartza i O. Jacobiego wykazały,

że konwergencja zależy od:

odległości od czoła ściany,

wysokości eksploatacji,

sposobu ochrony chodnika za frontem ściany,

sposobu kierowania stropem.

Drugi z badaczy zaobserwował różnicę w wielkości zaciskania chodników od strony ociosu

ścianowego w stosunku do przeciwległego ociosu (Jacobi, 1976).

Prowadzone badania w jednym z zagłębi niemieckich (Götze i Kammer, 1976) udowodniły,

że konwergencja chodników przyścianowych przy eksploatacji do pola i przechodzących

w jednostronne otoczenie zrobami zależy od:

głębokości urabiania,

wysokości eksploatacji,

sposobu ochrony chodnika za frontem ściany,

rodzaju spągu.

W Polsce problemem deformacji wyrobisk przyścianowych zajmowało się wielu autorów

(Piechota, 1996 ‐ 1998; Korzeniowski, 1998; Korzeniowski i inni, 2000; Biliński, 2005; Niedbalski

i Majcherczyk, 2005; Majcherczyk i Olechowski, 2008). W wyniku licznych badań in situ wyrobisk

przyścianowych przed frontem ściany i za frontem, w jednostronnym otoczeniu zrobami, podano



zależności wartości konwergencji względem odległości od frontu eksploatacji (Biliński, 2005;

Prusek, 2008, 2011).

Opierając się na analizie literaturowej oraz własnych doświadczeniach S. Prusek przyjął,

że na wartość konwergencji wpływ mają między innymi:

wysokość wyrobiska eksploatacyjnego,

wskaźnik wytrzymałości górotworu GSI (Geological Strenght Index),

wytrzymałość na ściskanie pokładu i skał otaczających,

podporność obudowy i sposób jego ochrony,

liczba górotworu Lg.

Na podstawie metod empirycznych prognozowania zaciskania wyrobisk przyścianowych

powstały programy numeryczne, które pozwalają na wyznaczenie np.:

zasięgu strefy odprężonej (wskaźnik wytężenia górotworu),

wartości przemieszczeń górotworu,

naprężeń poziomych i pionowych,

naprężenia stycznego,

naprężenia głównego.

Metody numeryczne są metodami ogólnie dostępnymi i wykorzystywanymi praktycznie

w każdym instytucie i uczelni zajmującym się mechaniką górotworu. Z przykładami zastosowań

tych metod można zapoznać się w następujących publikacjach: Cała, Piechota i Tajduś (2004),

Korzeniowski (2006), Marki inni (2007), Jędryś (2009), Saeedi i inni (2010).

Problem deformacji wyrobisk eksploatacyjnych (ścianowych) nie jest tak istotny jak

w przypadku wyrobisk przyścianowych. W wyrobiskach eksploatacyjnych nie dochodzi do tak

dużych przyrostów konwergencji z uwagi na ich dynamiczną zmianę pozycji w czasie. Znajomość

wartości zaciskania wyrobiska eksploatacyjnego służy jedynie do prawidłowego doboru obudowy

zmechanizowanej i zapewnienia odpowiedniej ochrony stropu.

W pracach A. Bilińskiego (1963, 1968, 1989), A. Bilińskiego, B. Dreinera i T. Kostyka (1996)

określono dwa rodzaje zaciskania wyrobiska eksploatacyjnego:

zaciskanie graniczne, po przekroczeniu którego górotwór traci swą ciągłość;

zaciskanie jednostkowe, które stanowi nachylenie stropu na pierwszym metrze rozpiętości

wyrobiska eksploatacyjnego.

Na podstawie badań A. Biliński zaproponował metodę doboru obudowy zmechanizowanej

(Biliński, 1963, 1993, 2005). Metoda ta nie bierze pod uwagę ważnego parametru szczególnie

w warunkach geologicznych LW Bogdanka, a mianowicie wpływu wyciskania spągu do wyrobiska



eksploatacyjnego oraz związanego z tym zaciskania wyrobiska. Nie precyzuje również, w jaki

sposób należy obliczyć średnią podporność sekcji dla kompleksów strugowych.

W swojej pracy M. Płonka (2004) rozszerzył model górotworu stosowany dotychczas tak,

aby za pomocą zależności przestrzennych wyznaczać wskaźnik nośności stropu nad całym polem

ścianowym.

W kopalniach Stanów Zjednoczonych dobór obudowy opiera się na podobnych założeniach

co w Polsce, jednakże wyznacza się podporność wstępną i roboczą obudowy, a nie wskaźnik

nośności stropu. Uśrednione wartości konwergencji i znajomości warunków geologiczno‐

górniczych są podstawą do wytypowania obudów o wskaźniku przydatności SI > 60% (Suitability

Index) (Peng, 1992; Barczak, 1993).

Bardzo ważny, jednak trudny do przewidzenia jest wpływ naprężeń chwilowych działających

na wyrobisko, będących efektem zjawisk dynamicznych zachodzących w górotworze. W takim

samym stopniu, jak trudno jest przewidzieć wystąpienie wstrząsu lub tąpnięcia, trudno jest

również przewidzieć deformacje wyrobisk po takim zdarzeniu. Jak podają różni autorzy (Zorychta,

Burtan i Chlebowski, 1999; Butra i Orzepowski, 2000; Zorychta, 2001; Drzewiecki, 2004; Makówka,

2005, Korzeniowski i Piechota, 2006) do oceny intensywności występowania wstrząsów

i możliwości wcześniejszego ich przewidzenia niezbędne jest poznanie górotworu pierwotnego

oraz zasięgów wpływów eksploatacji. Próbę określenia stref deformacji pochodzących od

dynamicznego oddziaływania górotworu podjęli S. Olechowski (2007) oraz T. Majcherczyk

i S. Olechowski (2008). W wyniku badań autorzy określili czynniki wpływające na deformację

wyrobisk i przypisali im noty punktowe, na podstawie których można dobrać sposób wzmocnienia

górotworu wokół wyrobiska.

5.1. Czynnikiwpływającenarozkładciśnieniagórotworu

Prawidłowy dobór obudowy wyrobiska korytarzowego powinien zapobiegać między innymi

nadmiernej deformacji wyrobisk korytarzowych. W warunkach polskiego przemysłu

wydobywczego najczęściej stosowanymi obudowami są:

obudowa łukowa‐podatna (górnictwo węgla kamiennego),

obudowa kotwowa (górnictwo rud metali),

obudowa kotwowa i drewniana (górnictwo solne).

Istnieją również kopalnie, w których stosowanie obudowy wyrobisk nie wszędzie jest

konieczne, jak na przykład kopalnia Nowy Ląd, gdzie eksploatuje się anhydryt, oraz kopalnia soli

w Kłodawie lub komory solne w kopalni Polkowice‐Sieroszowice.



W warunkach polskich kopalń węgla kamiennego stosuje się różne instrukcje doboru obudów

chodnikowych (Chudek i inni, 2000; Drzęźla i inni, 2000; Rułka i inni, 2001; Biliński, 2005). Polegają

one na wyznaczeniu lub obliczeniu:

ciśnienia statycznego, które zależy między innymi od:

głębokości lokalizacji wyrobiska,

szerokości wyrobiska,

wytrzymałości na ściskanie skał stropowych,

wytrzymałości na ściskanie skał w ociosie wyrobiska,

obciążenia obliczeniowego, które zależy od:

ciśnienia statycznego,

nachylenia podłużnego wyrobiska,

wytrzymałości na ściskanie skał stropowych,

wskaźnika podzielności RQD,

rozmakalności skał,

współczynnika zwięzłości wg Protodiakonowa,

sąsiedztwa innych wyrobisk chodnikowych,

oddziaływania krawędzi i resztek eksploatacyjnych,

zaburzeń tektonicznych,

nachylenia warstw skalnych w stosunku do wyrobiska,

wpływów spodziewanych obciążeń dynamicznych,

jakości wykonania wykładki.

podporności obudowy,

rozstawu odrzwi.

Dla specyficznych warunków geologiczno‐górniczych kopalni LW Bogdanka, opracowano

indywidualną instrukcję (Piechota i Korzeniowski, 2002), uwzględniającą wyżej wymienione

parametry, zweryfikowane i zmodyfikowane na podstawie wieloletnich badań in situ (Piechota,

i Korzeniowski, 1996‐1998; Korzeniowski, 1998).

5.2. Metodywzmacnianiaobudowywyrobiskprzyścianowych

Wzmocnienie wyrobiska przyścianowego ma za zadanie zagwarantowanie jego stateczności

w trakcie prowadzonej eksploatacji. Przez stateczność rozumie się zdolność zachowania się

wyrobiska poddanego wpływowi działania górotworu do utrzymania zadanych parametrów



geometrycznych i ruchowych umożliwiających prawidłową realizację przyjętej technologii

(Kidybiński, 1982; Chudek, 1986; Biliński i Kostyk, 1994; Kłeczek, 1994).

Wzmocnienia wyrobiska przyścianowego możemy dokonać na kilku etapach jego istnienia:

podczas drążenia,

podczas prowadzonej eksploatacji:

w strefie ciśnienia eksploatacyjnego przed frontem ściany,

na skrzyżowaniu ściany i chodnika,

w strefie ciśnienia eksploatacyjnego za frontem ściany,

podczas powtórnego wykorzystania dla kolejnej ściany.

Prawidłowo zaprojektowana obudowa powinna zapewnić stateczność wyrobiska jednak,

w praktyce może się okazać, że na odcinkach drążonego wyrobiska pojawiają się dodatkowe

naprężenia i deformacje. Spowodowane mogą być np. występowaniem wcześniej

niestwierdzonych zaburzeń górotworu lub też mogą wynikać ze zmienności właściwości

geomechanicznych górotworu.

Jednym z przejawów ciśnienia górotworu jest wypiętrzanie spągu. Aby ograniczyć to zjawisko,

możemy za postępującym czołem przodka budować tzw. spągnice (Korzeniowski, Piechota

i Stachowicz, 2000) tworząc obudowę zamkniętą (rys. 5.1) (Kozek i Ruchel, 2011). Spągnice można

wykonywać w czole przodka, co nie wpływa na postęp drążenia. Innym sposobem zabezpieczenia

spągu przed wyciskaniem może być stosowanie kotwienia spągu oraz kotwienia z szyciem linami

(Stopyra, 1996, 1998; Niełacny, Setlak i Siodłak, 2008; Stasica, 2010).

Rys. 5.1. Obudowa ŁP ze spągnicą



W przypadku gdy w wyrobisku drążonym spąg nie jest wyciskany, a obserwujemy wzmożone

ciśnienie pochodzące od skał stropowych, objawiające się np. deformacją łuków stropnicowych,

wyrobisko można wzmocnić za pomocą kotew np. prętowych, strunowych czy linowych

wklejanych odcinkowo. Wklejenie odcinkowe kotew gwarantuje ich upodatnienie, co ma ogromne

znaczenie przy zagrożeniu tąpaniami (Korzeniowski i Piechota, 2006).

W przypadku gdy z doświadczeń ruchowych lub badań in situ (Walentek, 2012) wiemy,

że dochodzi do znacznych rozwarstwień w stropie drążonego wyrobiska i skutkiem rozwarstwień

są problemy z utrzymaniem stateczności przed frontem ściany, możemy dokonać kotwienia strefy

spękanej z równoczesną iniekcją (Prusek, Stałęga i Stochel, 2005; Franek, 2006; Jahn, 2007).

Oczywiście wzmocnienie w trakcie drążenia chodnika będzie pełniło również funkcję

zabezpieczającą przed utratą stateczności w strefie ciśnienia eksploatacyjnego.

Rys. 5.2. Schemat kotwienia wysokiego z przykotwianiem podciągów (Kozek i Ruchel, 2011)



W przypadku wzmocnienia wyrobiska za pomocą kotwienia, a w szczególności kotwienia

stropu za pomocą kotew strunowych czy linowych, można jednocześnie przykotwić podciąg

stalowy (rys. 5.2). Przykotwiany podciąg swymi końcami podpiera obudowę łukowo‐podatną,

stanowiąc jej wzmocnienie. Przykotwianie podciągów odbywa się w strzałce wyrobiska lub jest

przesunięte od osi o około 1 m w kierunku ociosów (Rak, Stewarski i Stewarski, 2004). Podciągi

mogą być również wykonywane na ociosach wyrobiska i w przypadku konieczności wzmocnienia

podbudowuje się je stojakami ciernymi lub drewnianymi.

W praktyce stosuje się również przykotwianie do ociosu łuków stropnicowych (rys. 5.3). Czyni

to konstrukcję obudowy bardziej stabilną w momencie wypięcia łuków ociosowych przed frontem

ściany (Tajduś i Cała, 1996). Dodatkową zaletą jest niezmniejszanie gabarytów wyrobiska, jak to

się dzieje w trakcie zabudowy stojaków.

W przypadku gdy w stropie występują skały o wytrzymałości większej niż wytrzymałość

pokładu, może dochodzić do wyciskania węgla i zwiększonego zaciskania poziomego wyrobiska.

Wówczas można zastosować kotwienie ociosu węglowego kotwami urabialnymi (Ficek

i Nierobisz,2001; Majcherczyk, Małkowski i Niedbalski, 2006a).

Wszystkie metody wzmocnienia wyrobiska przed frontem ściany skutkują ograniczeniem prac

przy utrzymaniu skrzyżowania ściana – chodnik. Przykładem może być wspomniane wcześniej

wysokie kotwienie, które powoduje poprawę stateczności wyrobiska przed frontem eksploatacji w

strefie działania ciśnienia eksploatacyjnego i eliminuje potrzebę stosowania stojaków czy

podciągów podpieranych. Skutkiem jest ograniczenie deformacji chodnika na skrzyżowaniu

i niewstrzymywanie postępu frontu eksploatacyjnego.

W celu utrzymania skrzyżowania oraz zapewnienia bezpiecznego prowadzenia prac stosuje się

również klejenie górotworu po stronie ociosu urabianego (rys. 5.3). Pozwala ono na

zminimalizowanie prawdopodobieństwa obrywania się skał na odcinku wyrobiska przed czołem

ściany z wypiętymi łukami ociosowymi oraz nieosłoniętego stropu stanowiącego ścieżkę

przystropową.

W przypadku gdy wzmocnienia przed frontem ściany nie gwarantują utrzymania skrzyżowania

stosuje się zabudowę dodatkowych podciągów na obwodzie wyrobiska i podparcie obudowy

stojakami (Piechota, Stopyra, Poborska‐Młynarska, 2009)



Wzmocnienie poprzez klejenie

Przykotwienie luku stropnicowego

Podciag

Rys. 5.3. Przykład przykotwienia łuku stropnicowego oraz wzmocnienia skał stropowych pokładu za pomocą klejenia

Zabezpieczenie skrzyżowania może stanowić również specjalna obudowa zmechanizowana.

Jej konstrukcja zapewnia osłonięcie całej długości skrzyżowania. Obudowa prócz tego, że pełni

funkcję zabezpieczającą, pozwala na wykonywanie przekładki napędu przenośnika zgrzebłowego

ścianowego (Kostyk, 2000; Kalukiewicz i Szyguła, 2004; Piechota, Stopyra i Poborska‐Młynarska,

2009; Lubosik, Surma i Wrona; 2012).

Teoria fali ciśnień wskazuje, że tuż za obudową zmechanizowaną w strefie zawału wartość

ciśnienia górotworu wynosi zero, a następnie wzrasta i maleje wraz z odległością do osiągnięcia

poziomu zbliżonego do wartości ciśnienia pierwotnego (rys. 5.4) (Budryk, 1933).

x

?z

?max

?0?0

x

Rys. 5.4. Schemat rozkładu ciśnienia eksploatacyjnego przy uwzględnieniu jego falistego charakteru (Budryk, 1933)

Z analizy rozkładu ciśnienia za obudową zmechanizowaną wynika, iż można pozwolić sobie na

wzmocnienie chodnika z pewnym opóźnieniem. Jednak należy pamiętać o powstającej nad

wyrobiskiem utrzymywanym stropowej belki wspornikowej (rys. 5.5). Jak podają H. Gil (1962)

i Z. Rak (2011a), wartość ugięcia belki zależy od jej długości (lws) oraz czasu działania ciśnienia

eksploatacyjnego. W praktyce za linią przenośnika ścianowego następuje montaż wypiętych łuków

ociosowych. Po ich wpięciu obudowa z pewnym opóźnieniem zaczyna współpracować



z górotworem, co skutkuje niewielkim obniżeniem stropu i w konsekwencji obciążeniem

wzmocnień podtrzymujących wspornik.

Utrzymanie wyrobisk za frontem ściany jest uwarunkowane (Tor i inni, 2010):

minimalizacją ryzyka powstania pożarów endogenicznych,

względami wentylacyjnymi (szczególnie w kopalniach metanowych),

pozostawieniem jak najmniejszej ilości resztek pokładów wpływających na późniejszą

eksploatację w pokładach sąsiednich,

możliwością zmniejszenia liczby drążonych wyrobisk (zmniejszenie kosztów).

Rys. 5.5. Schemat wspornika działającego na wyrobisko w jednostronnym otoczeniu zrobów

Jednym ze sposobów wzmocnienia chodnika było budowanie jednego lub dwóch podciągów

na linii zawału wraz ze stawianiem tzw. obudowy poligonowej. Warunkiem stosowania tego typu

rozwiązania było utrzymanie obudowy w bardzo dobrym stanie. Zaletą tej metody jest

zmniejszenie długości wspornika stropowego. Przy występowaniu większych obciążeń łamacze

zabudowywane były na zewnątrz wyrobiska, tworząc pewną przestrzeń wygrodzoną (wnęka).

Przestrzeń ta zabezpieczona była przez obudowę drewnianą lub drewniano‐stalową. Wnęka była

wypełniona skałą płonną (podsadzka sucha) pochodzącą z zawału lub robót przygotowawczych.

Gdy podsadzanie odbywało się ręcznie, podsadzkę pozyskiwano z gruzowiska zawałowego.

Materiały podsadzkowe suche charakteryzują się dużą ściśliwością, co skutkowało osiadaniem

wspornika i deformacją obudowy. W celu zmniejszenia osiadania wspornika pasy ochronne

z podsadzką suchą przelewane były np. spoiwem anhydrytowym lub spoiwami na bazie anhydrytu

(Andrusikiewicz, 1993). Obecnie stosowane są spoiwa mineralno‐cementowe Utex, Izolitex,

Procem, Ekobet, Tekblend i Teksil i inne. Charakteryzują się one szybkimi czasami wiązania,

stosunkowo dużą wytrzymałością na ściskanie oraz w miarę niską temperaturą wiązania.

Ich dodatkową zaletą jest to, że zapewniają uzyskanie w krótkim czasie pożądanych właściwości



wytrzymałościowych, co pozwala na wcześniejsze przejmowanie obciążeń pochodzących od

górotworu. W przypadku pasów o większej szerokości, we wnęce stawiane są stosy drewniane lub

podsadza się ją podsadzką hydrauliczną lub utwardzaną. W ostatnich latach w przygotowanej

wnęce stawia się kaszty pełne z drewna bukowego. Kaszty w zależności od warunków

geologiczno‐górniczych stawiane są na styk lub z przerwą między nimi. W przeciwieństwie do

stosów drewnianych mają one mniejszą ściśliwość i większą podporność (Nikitin i inni, 1976; Rak,

2011a).

Rys. 5.6. Przykład zabezpieczenia wyrobiska za frontem ściany

Wadą wykonywania pasa wzmacniającego jest zwiększenie długości wspornika i większe

obciążenie obudowy wyrobiska. Niezależnie od ww. sposobów wzmocnienia wyrobiska za frontem

ściany konieczne jest stosowanie bezpośredniego wzmocnienia obudowy za pomocą podciągów,

stojaków oraz zamykanie jej (rys. 5.6).

Kolejnym ze sposobów jest zastosowanie podpór (filarów) z materiałów wiążących. Słupy

stanowiące podporę stropu wykonuje się wypełniając worki wykonane np. z płótna

podsadzkowego materiałem wiążącym. Średnica słupów zależy od podziałki obudowy ŁP,

ponieważ wykonuje się je między odrzwiami (Niełacny, 2009). Ten sposób wzmocnienia wyrobiska

wymaga wcześniejszego przygotowania miejsca zabudowy słupa. Polega to na stawianiu stojaków

drewnianych, które stanowią wzmocnienie w okresie wiązania materiału zatłaczanego. W celu

zapewnienia dobrej współpracy słupa z górotworem należy przygotować strop i spąg stosując

deskowanie. Słupy mogą być również wykonane z bloczków betonowych układanych jeden na

drugim. W celu ich stabilizacji w otworze znajdującym się w środku bloczka umieszcza się

drewniany stojak.



Inną metodą wzmocnienia wyrobiska za frontem ściany jest opisane wcześniej wysokie

kotwienie. Obudowa kotwowa za frontem ściany spełnia następujące funkcje (Rak, 2011a):

wzmacnia odrzwia obudowy w taki sam sposób jak stojaki, nie pomniejszając

funkcjonalności wyrobiska i nie utrudniając wykonania pobierki spągu;

zapobiega rozwarstwieniu belki stropowej nad wyrobiskiem;

przypina belkę stropową do warstw skał poza strefą spękań zmniejszając ciśnienia

działające na obudowę.

Podsumowując przeprowadzoną analizę literatury z zakresu utrzymania wyrobisk

przyścianowych, można stwierdzić, iż istnieje wiele sposobów wzmocnienia i utrzymywania

chodników przed i za frontem ściany oraz na skrzyżowaniu ściana‐chodnik. Metody te służą

poprawie stateczności wyrobiska zarówno przed, jak i za frontem ściany, co pozytywnie wpływa

na postępy frontów eksploatacji. Jednakże nie zawsze gwarantują zakładane efekty. Wynika to ze

zmiennych warunków geologicznych wzdłuż utrzymywanego wyrobiska, a także ze zmian, jakie

zaszły w ostatnich latach w górnictwie (Głuch, 2006), a mianowicie:

eksploatacja prowadzona jest na coraz niższych poziomach,

w wyniku koncentracji wydobycia zwiększyły się postępy dobowe frontów eksploatacji,

zwiększyły się przekroje wyrobisk,

wzrosło realne niebezpieczeństwo wystąpienia zdarzenia wynikającego z zagrożeń

naturalnych np. zagrożenie metanowe.

Trzy pierwsze z wymienionych czynników bezpośrednio wpływają na obciążenie wyrobiska,

natomiast ostatni determinuje konieczność utrzymania wyrobiska za frontem ściany, np. w celu

doświeżania chodników podścianowych (Kubaczka, 2009). Wyrobiska utrzymywane są ze

względów technologicznych, ale nie tylko. Przy obecnych postępach frontów eksploatacyjnych

i problemach z przygotowaniem frontów eksploatacji zasadne stało się ponowne wykorzystywanie

wyrobisk przyścianowych. Przynosi to również wymierne efekty ekonomiczne pomimo

konieczności prac związanych z przywróceniem funkcjonalności wyrobisk utrzymywanych.

Doświadczenia autorów oraz innych badaczy wskazują na konieczność dalszych prac dotyczących

utrzymania wyrobisk, a w szczególności:

poszukiwania nowych materiałów wiążących,

modyfikacji technologii wzmocnienia z uwzględnieniem lokalnych warunków geologiczno‐

górniczych,

przewidywania wystąpienia wzmożonego ciśnienia górotworu skutkującego intensywnymi

deformacjami wyrobisk przyścianowych w całym okresie ich użytkowania.



6. Mechanizmwspółpracyzmechanizowanejobudowyścianowejzgórotworem

Ścianowe obudowy zmechanizowane wchodzą w skład ścianowych kompleksów urabiających

składa się z tzw. sekcji.

Niezależnie od typu obudowy zbudowana ona jest ze:

stropnicy,

osłony odzawałowej (z wyjątkiem obudów podporowych),

układu lemniskatowego,

spągnicy,

stojaków hydraulicznych,

układu przekładkowego.

Głównym zadaniem obudowy jest zabezpieczenie przestrzeni roboczej w postępującym

froncie eksploatacji. Przez zabezpieczenie przestrzeni roboczej rozumie się zapobiegnięcie

opadowi skał stropowych do wyrobiska eksploatacyjnego oraz przejęcie obciążeń dynamicznych.

Aby obudowa spełniła swoje zadanie, należy sprawdzić możliwość zastosowania danego typu

obudowy w konkretnych warunkach geologiczno‐górniczych. W warunkach polskich w tym celu

posługujemy się wspomnianą wcześniej metodą dopuszczalnego ugięcia stropu (Biliński, 2005).

Warunek dobrego utrzymania stropu zostanie spełniony wówczas, gdy wartość wskaźnika

nośności stropu g wynosi co najmniej 0,8. Jest to wartość graniczna, poniżej której występuje

zagrożenie obwałem skał stropowych i złe warunki utrzymania stropu. Przyjęto, że przy

wskaźnikach nośności stropu w przedziale 0,7≤ g <0,8 należy się liczyć z utrudnieniami

w prowadzeniu ściany. Utrudnienia związane są z ryzykiem opadu skał stropowych lub

przemieszczeniem pionowym bloków skalnych [Biliński, 2005; Jaszczuk, 2007).

Dla określenia wartości wskaźnika nośności stropu g korzysta się ze wzoru (Biliński, 2005):

z1 – jednostkowe nachylenie stropu,

zg – wartość granicznego nachylenia stropu.

Po przekroczeniu granicznej wartości osiadania następuje rozpad warstwy skalnej. Graniczna

wartość osiadania jest różna w zależności od rodzaju skał. Na podstawie obserwacji

prowadzonych w wyrobiskach ścianowych można określić wartość granicznego nachylenia stropu

utworzonego z danego rodzaju skał, po przekroczeniu której staje się on zbiorowiskiem luźnych



bloków skalnych. Wartość ta wyraża się nachyleniem stropu zg w milimetrach przypadająca na 1 m

rozpiętości stropu:

gdzie:

ke – współczynnik zależny od systemu eksploatacji, (dla zawału 0,8, dla podsadzki hydraulicznej

0,35),

Rcs – wytrzymałość na ściskanie skał stropowych, [MPa].

Wartość jednostkowego nachylenia stropu z1 [mm/m] czyli nachylenia występującego na

pierwszym metrze rozpiętości wyrobiska od czoła ściany, jest czynnikiem decydującym o wielkości

osiadania stropu nad całym wyrobiskiem ścianowym.

W przypadku ścian zawałowych wartość z1 wylicza się ze wzoru:

Dla ścian podsadzkowych z1 wylicza się ze wzoru:

gdzie: mp – stosunek wartości momentu podporności obudowy Mp [MN∙m] do wartości momentu

obciążenia wyrobiska MQ [MN∙m].

Przy obliczaniu jednostkowego nachylenia stropu niezbędne jest wyznaczenie momentu

wypadkowej podporności sekcji obudowy zmechanizowanej MP oraz podporności średniej

obudowy zmechanizowanej Pz (wzór 6), która obliczana jest dla odcinka ściany, na którym jedna

z sekcji rozparta jest podpornością wstępną, druga przemieszczana jest w kierunku ociosu,

a kolejna nie została jeszcze przesunięta. Jest to najmniej korzystna sytuacja w trakcie normalnej

pracy obudowy ścianowej:

gdzie:

i – liczba stojaków hydraulicznych obudowy zmechanizowanej,

nk – współczynnik redukcyjny podporności stojaka,

nw – współczynnik przenoszenia podporności sekcji obudowy na strop wyrobiska,

Pr – podporność robocza stojaków sekcji obudowy zmechanizowanej [MN],

n0 – stosunek podporności wstępnej do podporności roboczej,



Pw – podporność wstępna stojaków sekcji obudowy zmechanizowanej [MN],

– odległość początkowa i końcowa od czoła ściany rozpatrywanego odcinka rozpiętości

wyrobiska [m],

ncz – współczynnik pracy obudowy,

zśr – średnia wartość zaciskania wyrobiska ścianowego na odcinku ,

nm – współczynnik wpływu małej wytrzymałości otoczenia,

Moment podporowy obudowy zmechanizowanej wynosi:

gdzie: lz – ramię działania siły podporności Pz.

Ciężar górotworu działający na wyrobisko ścianowe jest równy ciężarowi wycinka bryły

górotworu o szerokości 1 m, licząc wzdłuż frontu ściany, oraz długości podstawy prostopadłej do

tego frontu, równej rozpiętości wyrobiska. Wysokość wycinka oraz kształt ścian bocznych zależy

od przyjętego systemu eksploatacji i wytrzymałości stropu.

Obciążenie wyrobiska ścianowego przypadające na 1 m bieżący jego długości, w systemie

zawałowym wynosi:

a w systemie z podsadzką hydrauliczną:

gdzie:

nq – współczynnik nasilenia obciążenia,

hs – zredukowana wysokość wyrobiska eksploatacyjnego [m],

Li – rozpiętość wyrobiska [m],

h0 – zero podsadzkowe [m],

Rcw – wytrzymałość węgla na ściskanie [MPa],

Moment obciążenia wyrobiska ścianowego wynosi:

Określenie wskaźnika g przez wyznaczenie parametrów ze wzorów (3)÷(11) ma za zadanie

scharakteryzowanie stanu utrzymania stropu wyrobiska podpartego określoną obudową

zmechanizowaną (tab. 6.1).

Tabela 6.1. Wartości wskaźnika nośności stropu g oraz stan wyrobiska ścianowego [Biliński, 2005]

Wartość wskaźnika nośności

stropu g Stan utrzymania stropu wyrobiska



g < 0,7 Złe utrzymanie stropu, zagrożenie zawałem

0,7 ≤ g < 0,8 Występowanie opadu stropu lub progów o charakterze

schodowym

g > 0,8 Dobre i bardzo dobre utrzymanie stropu

Metodyka A. Bilińskiego podparta jest wieloma badaniami in situ dotyczącymi między innymi

współpracy obudowy zmechanizowanej z górotworem (Bilińskie, 1968, 1989, 1993; Majcherczyk

i Ryncarz, 1979). Metodą tą możemy posłużyć się również w procesie projektowania obudowy

z uwzględnieniem konkretnych warunków geologiczno‐górniczych.

Kolejną metodę określenia współpracy obudowy zmechanizowanej z górotworem

przedstawili A.D. Verma i D. Deb (2007) posługując się metodą statystyczną (MVRA – Multivariate

Regression Analysis) oraz modelowaniem numerycznym.

Do ustalenia parametrów opisanych wzorami (12)÷(14) posłużył się metodą MVRA. Dane

wejściowe składały się z uśrednionych danych odnoszących do rejony eksploatacji węgla

kamiennego w Indiach, tj. H, Pr. , C, KS. W wyniku analizy MVRA otrzymano następujące wzory

analityczne:

obciążenie stojaków hydraulicznych obudowy:

gdzie:

H – głębokość eksploatacji [m],

Pr – podporność robocza sekcji [MN],

‐ kąt tarcia wewnętrznego skał stropowych,

C – rodzaj węgla (wyróżnione węgla twarde i miękkie),

KS – klasa stropu.

konwergencji wyrobiska ścianowego oblicza się z zależności:

maksymalne ciśnienie górotworu na obudowę:

Kolejnym etapem prac było stworzenie 324 modeli numerycznych (FEM) w celu określenia

parametrów jak w metodzie statystycznej. Otrzymane wyniki FLP, PAP i RFC z metody

statystycznej porównano z wynikami FLP i PAP i RFC wyznaczonymi numerycznie. Dopasowanie

wyników rozpatrywanych parametrów wynosiło R2 = 0,96.

Następnie dokonano analizy zależności obciążenia stojaków hydraulicznych obudowy (FLP) od

współczynnika stabilności ściany wyznaczanego z ogólnego wzoru:



gdzie:

,, q ‐ współczynniki wyznaczone statystycznie.

Otrzymując równania dla dwóch typów węgla:

miękkiego,

twardego,

W kolejnej swojej pracy A. K. Verma i D. Deb (2008) dokonali porównania otrzymanych

wyników FLP metodą MVRA z pomiarami in situ w dwóch polach ścianowych. Różnica w wynikach

wynosiła około 1%. W swych pracach A. K. Verma i D. Deb wykazali, iż zaproponowana przez nich

statystyczna metoda wyznaczania parametrów współpracy obudowy z górotworem może być

z powodzeniem stosowana w warunkach górniczo‐geologicznych kopalń indyjskich.

T. M. Barczak (2006) wykazał, iż prawidłowo zaprojektowana obudowa musi współpracować

z górotworem w taki sposób aby, utrzymać konwergencję wyrobiska na poziomie umożliwiającym

bezawaryjne prowadzenie ściany. Współpracę obudowy ścianowej z górotworem opisują

tzw. krzywe reakcji górotworu (Groung Response Curves) przedstawione na rysunku 6.1. Ilustrują

one zależność konwergencji pionowej wyrobiska i podporności sekcji obudowy. Krzywe

wyznaczane są na podstawie metod empirycznych przy uwzględnieniu pewnych założeń

idealizujących model górotworu. Bardziej skomplikowane modele analizowane są za pomocą

metod numerycznych. Najczęściej stosowane modele to na przykład model górotworu ciągłego

liniowo i nieliniowo‐sprężystego, plastycznego, sprężysto‐plastycznego i lepko‐sprężystego

(Smolnik, 2009). W warunkach polskich metoda ta nie jest stosowana, jednakże koncepcyjnie jest

ona zbliżona do stosowanych w Polsce przez A. Sałustowicza (1955a) i H. Filcka (1963) teorii

współpracy obudowy z górotworem w wyrobiskach korytarzowych.



Rys. 6.1. Przykładowe krzywe reakcji górotworu [Smolnik, 2009]

Rysunek 6.1 przedstawia krzywe reakcji górotworu i wpływ charakterystyki pracy sekcji

obudowy zmechanizowanej na konwergencję wyrobiska. Na skutek utworzenia się nad

wyrobiskiem ścianowym belki samonośnej w początkowej fazie osiadania warstw tejże belki

wymagana podporność obudowy maleje wraz ze wzrostem konwergencji. Krzywa osiąga

minimum, które odpowiada początkowi niszczenia struktury górotworu. Przy dalszym wzroście

konwergencji zwiększa się również wymagana podporność obudowy. Punkt „A” przedstawia

osiągnięcie przez sekcję obudowy podporności wstępnej, następnie w wyniku obciążania sekcji

przez osiadającą masę skał ciśnienie w stojakach wzrasta do osiągnięcia podporności nominalnej

(punkt „B”). Optymalne warunki współpracy sekcji obudowy z górotworem osiągamy w miejscu,

gdzie przyrost podporności sekcji przecina się z górną krzywą reakcji górotworu. W punkcie tym

osiągany jest stan równowagi stropowej bryły górotworu.

Biorąc pod uwagę fakt, że dobór obudowy zależy w głównej mierze od przewidywanego

oddziaływania górotworu na nią, można stwierdzić, że parametry pracy obudowy są funkcją

ciśnienia górotworu jako obciążenia zewnętrznego.

Próbę opisu identyfikacji parametrów obciążenia zewnętrznego sekcji obudowy

zmechanizowanej przy uwzględnieniu pomiaru bezpośredniego sił zewnętrznych oraz metody

pośredniej polegającej na wykorzystaniu modelu matematycznego i pomiarze sił wewnętrznych

podjęto w pracach Jaszczuka i innych (2005, 2006).

Przyjęty model obciążenia przedstawiony został na rysunku 6.2. Na potrzeby analizy założono,

że sekcja obudowy pracuje w wyrobisku eksploatacyjnym słabo nachylonym. Obciążenie

A

Podporność sekcji obudowy

zmechanizowanej [Mg]

650

800 B

Konwergencja stropu [mm]D E



pochodzące od górotworu określone jest w postaci przestrzennego układu sił skupionych

działających w płaszczyznach prostopadłych do spągu i stropu wyrobiska eksploatacyjnego.

Rys. 6.2. Model obciążenia obudowy zmechanizowanej [Jaszczuk i inni, 2006]

Wyniki pomiarów oraz wyznaczone na ich podstawie błędy pomiarowe wykluczyły możliwość

wyznaczania obciążenia zewnętrznego na podstawie przyjętego modelu. Z uwagi na powyższe

przeanalizowano uproszczony model obciążenia sekcji (rys. 6.3).

Rys. 6.3. Uproszczony model obciążenia obudowy zmechanizowanej [Jaszczuk i inni, 2006]

Uzyskane wyniki błędów pomiarowych wskazały na konieczność dalszego uproszczenia

modelu przez zastąpienie go modelem płaskim (rys. 6.4)



Rys. 6.4. Model płaski obciążenia obudowy zmechanizowanej [Jaszczuk i inni, 2006]

Spośród parametrów charakteryzujących obciążenie zewnętrzne największe znaczenie ma

składowa pionowa Soz. Z uwagi na wyznaczenie składowej poziomej Sox z błędem większym niż

20% model należy jeszcze bardziej uprościć, eliminując ją. Na podstawie przeprowadzonych analiz

wykazano, że dopuszczalne jest wyznaczenie wartości obciążenia zewnętrznego sekcji, która to

wartość jest niezbędna do analizy wzajemnego oddziaływania sekcji z górotworem, wyłącznie

przez pomiar siły w stojakach.

Rys. 6.5. Schemat obciążenia stojaka hydraulicznego [Domagała, 2009]



Kolejnym sposobem analizy współpracy obudowy zmechanizowanej z górotworem jest

zaproponowany przez Z. Domagałę (2009) opis matematyczny układu obudowa‐górotwór.

Autor wykorzystuje zjawiska zachodzących w obudowie, w szczególności w układzie

hydraulicznym.

Model matematyczny siłownika – przyjęty został zgodnie z rysunkiem 6.5, gdzie równanie sił

działających na stojak hydrauliczny przyjmuje następującą postać:

gdzie:

Fsb – siła bezwładności stojaka wraz z masą,

mtł – masa zredukowana stojaka [kg],

m – masa udaru [kg].

Fst – siła tarcia lepkiego:

fs – współczynnik tarcia lepkiego,

μ – lepkość dynamiczna [N∙s∙m‐2],

A – pole powierzchni styku tłoka z cylindrem [m],

L – luz pomiędzy tłokiem a cylindrem [m].

Fsh – siła wywierana przez ciśnienie na powierzchnię tłoka:

Atł – powierzchnia przekroju cylindra [m2].

F(t) – siła wynikająca z obciążenia górotworem:

Fd – siła działająca na stojak,

kd – współczynnik obliczeniowy,

‐ współczynnik tłumienia układu drgającego,

‐ pulsacja układu drgającego,

‐ kąt przesunięcia przebiegu siły w odniesieniu do wymuszenia [rad].

ηtz – współczynnik charakteryzujący stopień dociążenia stojaka w odniesieniu do podporności

roboczej; zależy od sposobu likwidacji przestrzeni poeksploatacyjnej, odległości warstwy



tąpiącej od pułapu wyrobiska oraz prognozowanej energii wstrząsu (Biliński, 2005; Stoiński,

2008):

Vo – prędkość mas dociążających [m∙s‐1] zależy od wysokości swobodnego przemieszczania się

bloków skalnych wyrażonej w metrach (Stoiński, 2000):

ks – sprężystość stojaka [N∙m‐1] zależy od ściśliwości cieczy hydraulicznej, pola powierzchni

cylindra pierwszego stopnia stojaka i wysokości słupa cieczy pod tłokiem (Stoiński, 2000):

g – współczynnik tłumienia w górotworze [s‐1],

z – współczynnik tłumienia jako pochodna działania zaworu upustowego [s‐1] (Stoiński, 2000).

Na podstawie przyjętego modelu matematycznego wywnioskowano, że:

podwyższając ciśnienie podparcia, powoduje się wzrost obciążenia statycznego, a tym

samym obniżana jest podporność na obciążenia dynamiczne;

wraz ze wzrostem modułu sprężystości cieczy maleje skok tłoka stojaka, przy tym samym

obciążeniu pochodzącym od górotworu.

Wyczerpujący opis modelu matematycznego zaworu upustowego, równania bilansu

natężenia przepływu przez zawór oraz siłownika hydraulicznego przedstawiają K. Stoiński (2000)

oraz Z. Domagała (2009).

Z uwagi na możliwość wykorzystania znajomości obciążeń obudowy do lepszego zrozumienia

zjawisk zachodzących wokół niej zostały stworzone programy rejestrujące i zapisujące parametry

pracy całych kompleksów ścianowych. Wiodącym producentem w tej dziedzinie na rynku polskim

jest Caterpillar, który to w roku 2011 przejął producenta kompleksów strugowych, firmę Bucyrus,

wywodzącą się z Deutsche Bergbau Technik. Tego typu oprogramowanie posiada również firma

Tiffenbach oraz Famur. Istnieje również wersja oprogramowania (Longwall Visual Analysis, LVA)

stworzona przez naukowców (Trueman, Lyman i Cocker, 2009), która to pracowała w wersji

testowej w kopalniach australijskich i posłużyła do analizy rozkładu naprężeń nad polem

ścianowym i oceny zagrożenia opadem skał stropowych do wyrobiska ścianowego. W pracy

(Trueman, Thomas, Hoyer, 2011) autorzy przedstawiają charakterystykę pracy obudowy

zmechanizowanej oraz rozkład ciśnienia nad polem ścianowym, wskazując wycinki pola

ścianowego z zarejestrowanymi charakterystycznymi wartościami ciśnienia w stojakach obudowy.

W kolejnych pracach (Hoyer, 2011, 2012) na podstawie opisanych wcześniej charakterystykach

pracy obudowy zmechanizowanej oraz zarejestrowanych obwałach skał stropowych do wyrobiska



ścianowego podaje składowe algorytmu Cavity Risk Index (CRI) służącego do przewidywania

obwałów skał stropowych do wyrobiska ścianowego.

Również polscy badacze podjęli się wykorzystania istniejących programów do lepszego

zrozumienia charakterystyki pracy obudowy zmechanizowanej (Płonka, 2009; Płonka i Rajwa,

2011; Herezy, Korzeniowski, 2012).

6.1. Możliwości pomiarowe, oprzyrządowanie i oprogramowanie

kompleksustrugowego

Ścianowe kompleksy strugowe firmy Caterpillar są w pełni zautomatyzowane, co pozwala na

bieżące monitorowanie i rejestrację parametrów ich pracy. Wraz ze zmianą warunków

geologiczno‐górniczych obsługa ściany ma możliwość modyfikacji parametrów za pomocą

urządzeń PMC‐R i PMC‐D oraz programy wizualizacji V‐Shield, V‐Plow i V‐Drive (Kubaczka, Zabój

i Witamborski, 2010; Romahn, 2010). Program V‐Shield (rys. 6.6) pozwala na obserwację

i modyfikację pracy kompleksu strugowego, w szczególności obudowy ścianowej.

Rys. 6.6. Panel graficzny programu V‐Shield

Struktura panelu graficznego programu V‐Shield składa się z następujących elementów:

1 – menu, w skład którego wchodzą:

plik ‐ umożliwia zapis ustawionych parametrów pracy, historii pracy kompleksu oraz

zakończenie pracy programu wizualizacji,



kontrola ‐ pozwala ustawić i zapisać parametry pracy kompleksu poprzez ich zadanie

urządzeniu PMC‐R oraz zmienić pozycję tzw. linii celu, czyli położenia przenośnika

względem czoła ściany,

widok ‐ pozwala na podgląd ustawionych parametrów pracy przenośnika oraz

parametrów eksploatacyjnych, a także wykonywanie raportów pracy zmianowych,

dobowych oraz miesięcznych,

pomoc ‐ informuje o wersji oprogramowania oraz producencie urządzenia,

język ‐ umożliwia wybór wersji językowej (niemiecki, angielski, polski);

2 – menu graficzne:

dyskietka ‐ służy do zapisu ustawionych parametrów,

kłódka ‐ umożliwia blokadę funkcji rozciągania poziomego i pionowego widoku pola

roboczego kompleksu,

strzałki ‐ pozwalają na przesuwanie w poziomie i pionie widoku pola roboczego kompleksu

strugowego,

lupa ‐ pozwala na zbliżanie lub oddalanie w pionie i poziomie widoku pola roboczego

kompleksu strugowego,

strzałki na czarnym tle ‐ funkcja ustawiania tzw. linii celu, węgla, przenośnika i zbliżenia,

funkcja ustawiania parametrów urabiania,

funkcja ustawiania parametrów pracy sekcji obudowy ścianowej i parametrów pokładu;

3 – określenie aktualnej pozycji struga względem numeru sekcji;

4 – kierunek urabiania struga;

5 – informacja na temat rodzaju urabiania oraz układu pracy obudów, np. „ząb piły”;

6 – bieżący wybieg ściany [m];

7 – numery sekcji;

8 – obszar pracy przenośnika zgrzebłowego [mm];

9 – wysuw siłownika przekładki przenośnika dla sekcji [m];

10 – przenośnik;

11 – obszar pracy przenośnika od strony calizny węglowej;

12 – zroby;

13 – położenie poszczególnych sekcji obudowy w polu ścianowym;

14 – linia zbliżenia, linia celu oraz linia węgla;

15 – calizna węglowa;

16 – wartości ciśnienia stojaków sekcji obudowy [bar];

17 – linia położenia struga.



Program V‐Plow (rys. 6.7) umożliwia śledzenie aktualnej pozycji struga wzdłuż czoła ściany

oraz kierunku jego przemieszczania, a także monitorowanie parametrów pracy silników,

przekładni i sprzęgieł napędów głównego oraz pomocniczego.

Rys. 6.7. Panel graficzny programu V‐Plow

Panel graficzny został podzielony na następujące elementy:

1 – menu:

plik ‐ umożliwia zapis ustawionych parametrów i historii pracy struga, zakończenie pracy

programu wizualizacji oraz wydrukowanie ekranu,

kontrola ‐ pozwala ustawić i zapisać parametry pracy struga, napędu i przekładni przez

urządzenie PMC‐D,

pokaż ‐ umożliwia podgląd uzyskanych wyników eksploatacji oraz komunikatów i błędów

systemowych,

serwis ‐ pozwala na analizę pracy struga,


2 – lokalizator położenia struga względem sekcji obudowy oraz napędów: głównego NG oraz

pomocniczego NP (od strony ostatniej sekcji); niebieskie odcinki oznaczają pozycję

wyłączników synchronicznych oraz krańcowych;

3 – parametry napędu głównego:

natężenie prądu silnika [A],

poślizg silnika elektrycznego [%],

ciśnienie cieczy w sprzęgle [bar],

temperatura sprzęgła [°C],



temperatura przekładni [°C];

4 – oznaczenie poprawności pracy czujników napędu głównego;

5 – oznaczenie poprawności pracy czujników napędu pomocniczego;

6 – dane napędu pomocniczego jak w przypadku napędu głównego;

7 – dane struga:

współrzędna pozycji struga w ścianie [m],

pozycja struga względem sekcji obudowy,

prędkość struga [m/s],

kierunek przemieszczania struga,

tryb urabiania,

stan struga;

8 – wykres pozycji struga względem długości ściany w czasie rzeczywistym; pozycja struga

zaznaczona jest czerwoną linią wskazującą kierunek przemieszczania struga i jego aktualną

pozycję .

Program V‐Drive (rys. 6.8) służy do monitoringu parametrów pracy napędów oraz przekładni

przenośnika ścianowego, jak i modyfikacji parametrów pracy.

Panel graficzny V‐Drive składa się z następujących elementów:

1 – menu, w skład którego wchodzą:

plik ‐ umożliwia zapis ustawionych parametrów i historii pracy struga, zakończenie pracy

programu wizualizacji oraz wydrukowanie widok ekranu,

kontrola ‐ pozwala na wprowadzenie parametrów pracy napędów przenośnika

zgrzebłowego oraz przekładni ze sprzęgłem,

pokaż ‐ umozliwia podgląd uzyskanych wyników eksploatacji oraz komunikatów i błędów

systemowych,

serwis ‐ pozwala na analizę pracy,




Rys. 6.8. Panel graficzny programu V‐Drive

2 – oznaczenia poprawności pracy czujników napędów, sprzęgła i przekładni,

3 – graficzne przedstawienie wartości natężenia prądu silników napędu głównego i pomocniczego,

4 – graficzne przedstawienie temperatury sprzęgła,

5 – graficzne przedstawienie obrotów wejściowych przekładni,

6 – graficzne przedstawienie obrotów wyjściowych przekładni.

Obsługa i zadawanie parametrów w poszczególnych programach wymagają nie tylko dobrej

znajomości oprogramowania, ale również wiedzy praktycznej dotyczącej konkretnych warunków

geologiczno‐górniczych i doświadczenia w użytkowaniu tego rodzaju kompleksu ścianowego.



7. Badaniaeksperymentalnewpolubadawczym

Pole badawcze ściany 1/VI znajdowało się w rejonie wydobywczym Nadrybie w pokładzie

385/2 w polu VI, na głębokości około 950 m. Pole ściany nachylone było w kierunku zachodnim

pod kątem około 2° (chodnik podścianowy posadowiono wyżej od chodnika nadścianowego).

Miąższość pokładu zawiera się w granicach od 1,33 m do 1,8 m, średnio przyjmuje się 1,6 m. Rejon

pola ścianowego 1/VI/385 zaliczono do następujących zagrożeń naturalnych:

I kategoria zagrożenia metanowego,

I stopień zagrożenia wodnego,

IV grupa zagrożenia pożarowego (samozapalności),

klasa B zagrożenia wybuchem pyłu węglowego.

Rys. 7.1. Układ wyrobisk w rejonie pola ścianowego 1/VI

Pole eksploatacyjne ściany 1/VI zostało wyodrębnione poprzez wykonanie następujących

wyrobisk chodnikowych (rys. 7.1):

Chodnik taśmowy 1fN łączący się z chodnikiem polowym 5 w pokładzie 385/2 oraz

z chodnikami: podścianowym 1/VI, nadścianowym 1/VI oraz chodnikiem 2/VI będącym

przedłużeniem chodnika podścianowego 1/VI. Wyrobisko znajdowało się w dwustronnym

otoczeniu calizny węglowej i zabezpieczone było zamkniętą obudową V36/9 o rozstawie

odrzwi 0,75 m,

Chodnik nadścianowy 1/VI łączący się z chodnikiem taśmowym 1fN oraz chodnikiem

wschodnim 4/385. Wyrobisko znajdowało się w dwustronnym otoczeniu calizny węglowej



i wykonane było w otwartej, sześcioelementowej obudowie ŁPSC V36/11S, o rozstawie

odrzwi 0,90 m.

Chodnik podścianowy 1/VI łączący się z chodnikiem taśmowym 1fN, chodnikiem 2/VI oraz

chodnikiem wschodnim 4/385. Wyrobisko znajdowało się w dwustronnym otoczeniu

calizny węglowej i wykonane było w obudowie sześcioelementowej ŁPSC V36/12S

(od przecinki rozruchowej do 650 m wybiegu ściany) i pięcioelementowej ŁPSC V36/12

(powyżej 650 m wybiegu ściany) w rozstawie 0,9 m,

Przecinka ścianowa łącząca chodniki podścianowy oraz nadścianowy 1/VI. W fazie

zbrojenia ściany i zawrębiania struga zastosowano obudowę ŁPrP V32. Następnie

wykonana została wnęka, którą zabezpieczono stropnicami z prostek V36 lub V32,

stojakami SV, spoczywającymi jednym końcem na podciągu z szyn, zabudowanymi na

elementach KGO obudowy przecinki ścianowej.

Zaprojektowana ściana eksploatacyjna miała długość 250 m przy wybiegu wynoszącym

1750 m.

Pole ścianowe znajdowało się w rejonie, w którym nie prowadzono wcześniej eksploatacji

i było one poddane wyłącznie wpływom ciśnień pierwotnych.

Do zabezpieczenia wyrobisk przyścianowych wykorzystano trzy rodzaje obudowy łukowo‐

podatnej. W chodniku nadścianowym zabudowano obudowę ŁPSC V36/11S (sześcioelementowa),

natomiast w chodniku podścianowym na pierwszych 650 mb wybiegu ściany zastosowano

obudowę ŁPSC V36/12S (sześcioelementowa), a w dalszej części wyrobiska zabudowano obudowę

ŁPSC V36/12 (pięcioelementowa) (Korzeniowski i Herezy 2011, Rak 2011b).

W celu zapewnienia stateczności skrzyżowań ściany z chodnikami przyścianowymi wykonano

dodatkowe, wyprzedzające wzmocnienia obudowy za pomocą kotwienia i zabudowy podciągów

w odległości nie mniejszej niż 60 m od czoła ściany.

W chodniku podścianowym (rys. 7.2a) co drugie pole pomiędzy odrzwiami obudowy

wzmocniono podciągami z prostek o profilu V36 lub V32 przykotwionymi do stropu za pomocą

kotew strunowych (1) instalowanych naprzemianlegle względem osi wyrobiska w odległości 1,0 m

od niej. Dodatkowo, w co drugim polu, zabudowano po 6 lub 7 kotew (2) o długości 2,7 m każda.

Ponadto dodatkowo zastosowano technikę wzmacniania ociosów przez iniekcję środków

klejących (rys. 7.2a) (5) w celu ich zabezpieczenia na czas wypięcia elementów obudowy.

W celu zabezpieczenia wlotu do ściany od strony chodnika nadścianowego, za obudową,

wykonano wykładkę ze stojaków drewnianych. Za frontem eksploatacji chodnik nadścianowy był

likwidowany przez zawał skał stropowych. Obudowa ŁP oraz podciągi wzmacniające były

sukcesywnie demontowane.



a) b)

Rys. 7.2. Wzmocnienie chodnika podścianowego a) przed frontem ściany, b) za frontem ściany

Chodnik podścianowy za frontem ściany (rys. 7.2b) był utrzymywany do ponownego

wykorzystania przy eksploatacji sąsiedniej ściany. W tym celu stawiano stojaki SV (1) przy obydwu

ociosach, pod wcześniej zabudowanymi podciągami. Od strony zawału, we wnęce o szerokości

2,0 m, wstępnie zabezpieczonej stojakiem i stropnicą drewnianą (2, 3) oraz stojakiem SV (5),

wykonano kaszt (4) z drewna bukowego, który następnie wypełniono mieszaniną wiążącą.

Przestrzeń pomiędzy kasztem a obudową ŁP wypełniano tym samym spoiwem w celu lepszego

rozkładu naprężeń na obrysie obudowy oraz dla poprawy warunków wentylacji wyrobiska.

W chodniku nadścianowym co drugie pole pomiędzy odrzwiami obudowy, w rozstawie 0,9 m,

było wzmacniane w osi wyrobiska za pomocą prostki z profili V36 lub V32 dłuższej o 0,3 m od

odległości pomiędzy odrzwiami, którą przykotwiano kotwą strunową o długości 6,0 m. Ponadto

w polach z kotwą strunową zabudowywano również po trzy kotwy o długości 2,7 m. W polu bez

kotwy strunowej zabudowywano po cztery kotwy o długości 2,7 m. Każde z odrzwi było

przykotwiane kotwami o długości 2,7 m do skał stropowych pokładu od strony eksploatowanej

calizny węglowej przy użyciu jarzma i podciągów z profili V32 lub V36. W trakcie prowadzenia

eksploatacji na około 590 m wybiegu ściany zaprzestano wykonywania podciągu na ociosie

wyrobiska z uwagi zachowanie parametrów wyrobiska niezbędnych do prowadzenia niezakłóconej

eksploatacji.

W celu oceny parametrów wytrzymałościowych górotworu w otoczeniu pola ścianowego

wykonano otwory badawcze w chodnikach:

Podścianowym:

otwory stropowe BR‐11/08, BR‐19/08, BR‐24/08, BR‐23/08, BR‐25/08, BR‐8/09 i BR‐

15/09;



otwory spągowe BR‐11/1/08, BR‐19/1/08, BR‐24/1/08, BR‐23/1/08, BR‐25/1/08, BR‐

8/1/09 i BR‐15/1/09;

nadścianowym:

otwory stropowe BR‐10/09, BR‐11/09 i BR‐14/09;

otwory spągowe BR‐10/09, BR‐11/09 i BR‐14/09.

Otwory BR‐11/08 i 11/1/08 zostały wykonane na skrzyżowaniu chodnika podścianowego

z chodnikiem taśmowym 1fN, otwory BR‐19/08 i 19/1/08 wykonano na 300 mb (1628 m wybiegu

ściany) chodnika licząc od skrzyżowania z chodnikiem taśmowym 1fN, otwory BR‐24/08 i 24/1/08

wykonano na 602 mb (1326 m wybiegu ściany), otwory BR‐23/08 i 23/1/08 na 901 mb (1027 m

wybiegu ściany), otwory BR‐25/08 i 25/1/08 na 1200 mb (728 m wybiegu ściany), otwory BR‐8/09

i 08/1/09 na 1496 mb (432 m wybiegu ściany) otwory BR‐15/09 i 15/1/09 na 1802 mb (126 m

wybiegu ściany) (rys. 7.3).

Otwory BR‐10/09 i 10/1/09 wykonano na 308 mb wyrobiska, licząc od skrzyżowania

z chodnikiem taśmowym 1fN (1620 m wybiegu ściany), otwory BR‐11/09 i 11/1/09 na 599 mb

(1329 m wybiegu ściany), a otwory BR‐14/09 i 14/1/09 na 894 mb (1034 m wybiegu ściany)

(rys. 7.3).

Rys. 7.3. Lokalizacja otworów badawczych w chodnikach przyścianowych (Góra i Niewęgłowski, 2008)

Za pomocą wykonanych otworów badawczych określono rodzaj skał stropowych i spągowych

w analizowanym polu ścianowym. Strop bezpośredni zbudowany był z warstw iłowca, mułowca

i piaskowca. Miąższość iłowca występującego bezpośrednio nad pokładem wahała się od 0,8 m do

2,0 m. Lokalnie stwierdza się występowanie buł sferosyderytów. Bezpośrednio nad iłowcem

zalegała warstwa mułowca o miąższości od 0,2 m do ponad 7,0 m. Największą miąższość mułowca

obserwowano w środkowej części wybiegu ściany. Nad mułowcem zalegała warstwa piaskowca



o miąższości do 7,0 m, miejscami przewarstwiona pojedynczymi wkładkami mułowca. Najgrubszą

ławę piaskowca obserwowało się na początku wybiegu ściany. Powyżej piaskowca zalegały

naprzemianległe warstwy mułowców i iłowców oraz węgla oraz lokalnie także piaskowca

i mułowcowej gleby stigmariowej. W spągu pokładu, praktycznie na całej długości wybiegu ściany,

występowała warstwa iłowca o grubości od 0,3 m do niespełna 1,5 m. Lokalnie bezpośrednio pod

pokładem występowała iłowcowa gleba stigmariowa. Poniżej stwierdzono niezwykle zmienny

układ warstw na przemian występowały: mułowiec, mułowcowa gleba stigmariowa, piaskowiec

oraz iłowiec, a lokalnie także węgiel. Stosunkowo często, szczególnie w mułowcach, stwierdzano

występowanie buł sferosyderytowych.

Dzięki otworom rdzeniowym wykonanym w chodnikach przyścianowych przeprowadzono

ocenę litologii warstw stropowych i spągowych oraz określono ich właściwości geomechaniczne

(tab. 7.2 ÷ 7.11). Otwory miały długość do 8,0 m w stropie i do 5,0 m w spągu.

7.1. Litologiastropuispągupokładuwchodnikupodścianowymorazwłaściwościgeomechaniczneskał

W granicach obszaru górniczego rozpoznano 21 pokładów bilansowych o miąższości od 1,0 m

do 3,7 m, średnio 1,39 m (Stopa, 2008). Warstwy karbonu zalegają pod warstwą nadkładu

o grubości około 680 m składającego się z warstw czwartorzędu, kredy i jury. Strop karbonu

znajduje się na głębokości 680 m licząc od poziomu terenu a jego spąg około 1100 m.

W warstwach nadkładu znajdują się cztery poziomy wodonośne:

czwartorzędowo‐górnokredowy znajdujący się na głębokości od 0,0 m do 150,0 m,

głównie są to wody pitne o średniej mineralizacji 550 mg/dm3;

albsko‐górnojurajski znajdujący się na głębokości od 560,0 m do 610,0 m o ciśnieniu od

5,0 do 5,5 MPa i średnim stopniu zmineralizowania 1350 mg/dm3; poziom ten stanowią

wody przemysłowe;

środkowy‐dolnojurajski znajdujący się na głębokości od 660,0 m do 730 m o ciśnieniu od

0,4 do 7,0 MPa i średnim stopniu mineralizacji 1600 mg/dm3; stanowią go wody mineralne

i przemysłowe;

karboński znajdujący się na głębokości od 730,0 m do 1100 m o ciśnieniu od 0,2 MPa do

7,5 MPa i średnim zmineralizowaniu 5600 mg/dm3; stanowią go wody zasolone.

Eksploatowane obecnie pokłady charakteryzują się małą zmiennością upadu wynoszącego

około 2°, o kierunku zachodnim. Pokład 382 zalega na średniej głębokości 887 m, a jego średnia



miąższość wynosi 2,6 m. Pokład 385/2 zalega na średniej głębokości 918 m przy średniej

miąższość 1,55 m.

Pokłady eksploatowane w obszarze górniczym Puchaczów V, tj. pokład 389, zalegający

na średniej głębokości 955 m, o średniej miąższości wynosi około 1,2 m i pokład 391 zalegający

średnio na głębokości 980 m, o średniej miąższości 1,0 m.

Pokłady znajdują się w otoczeniu mułowców i piaskowców zalegających generalnie w stropie

oraz iłowca (łupka ilastego) zalegającego w spągu. W tabeli 7.1. przedstawiono podstawowe

parametry odkształceniowe i wytrzymałościowe.

Tabela 7.1. Średnie parametry pokładów oraz skał otaczających (Cała, 2004)

Rodzaj skały

Gęstość objętościowa

[kg/m3]

Moduł Younga [MPa]

Liczba Poissona

[‐]

Kohezja [MPa]

Kąt tarcia wewnętrznego

[stopnie]

Wytrzymałość na

rozciąganie [MPa]

Łupek ilasty spągowy

2 500 2 900 0,25 1,2 28 1,2

Piaskowiec + mułowiec

2 500 9 000 0,25 2,5 30 2,5

Węgiel 1 600 3 500 0,25 1,5 30 1,5



Otwory badawcze BR‐11/08 i BR‐11/1/08

Warstwy litologiczne mają następujące miąższości (począwszy od stropu):

iłowiec szary, średnio zwięzły, w stropie zwięzły, przechodzący w mułowiec ‐ 1,5 m;

iłowiec szary, średnio zwięzły, zawęglony ‐ 1,3 m;

węgiel pasemkowy z małymi przewarstwieniami iłowca zawęglonego ‐ 0,15 m;

iłowiec szary, średnio zwięzły, w stropie zwięzły ‐ 1,15 m.

Tabela 7.2. Parametry geomechaniczne skał w stropie i spągu wyrobiska podścianowego, otwory badawcze BR‐11/08 i BR‐11/1/08 (Góra i Niewęgłowski, 2008)

Długość

otworu od

stropu/spągu

wyrobiska

[m]

Średnia

wytrzymałość

na

ściskanie

Rc

Wytrzymałość

na

rozciąganie

Rr

Wskaźnik

rozmakalności

dla

warstwy

górotworu

r

Wskaźnik

podzielności

rdzenia

wiertniczego

RQD

od do

Rodzaj warstwy

[MPa] [MPa] [‐] [%]

3,15 8,0

iłowiec szary średniozwięzły, lokalnie o

charakterze gleby stigmariowej,

miejscami laminowany mułowcem,

pojedyncze buły sferosyderytów

ilastych

>27,9 0,77÷2,77 0,6

2,55 3,15

mułowiec jasnoszary średniozwięzły,

lokalnie laminowany piaskowcem

jasnoszarym drobnoziarnistym

>47,3 2,85÷3,08 0,8

2,40 2,55 piaskowiec jasnoszary drobnoziarnisty >47,2 >3,08 0,8

1,65 2,40 piaskowiec jasnoszary drobnoziarnisty,

lokalnie spękany pionowo >47,2 2,77÷3,08 0,8

0,00 1,65

mułowiec szary, średnio zwięzły,

laminowany piaskowcem jasnoszarym

drobnoziarnistym

34,1 1,49÷2,95 0,6

od 0,0 m do 1,0 m

70

od 1,0 m do 2,0 m

51

od 2,0 m do 3,0 m

86

od 3,0 m do 4,0 m

38

od 4,0 m do 5,0 m

11

od 5,0 m do 6,0 m

25

od 6,0 m do 7,0 m

53

od 7,0 m do 8,0 m

34

0,00 ‐0,95 rura obsadowa (rumosz iłowca z

mułowcem) ‐ ‐ 0,6

‐0,95 ‐5,0

mułowiec szary średnio zwięzły i

zwięzły,

laminowany piaskowcem jasnoszarym

drobnoziarnistym, miejscami

pojedyncze

małe buły sferosyderytów ilastych

>26,9 0,13÷3,08 1,0

od 0,0 m do 1,0 m

0

od 1,0 m do 2,0 m

22

od 2,0 m do 3,0 m

39

od 3,0 m do 4,0 m

28

od 4,0 m do 5,0 m

0





mułowiec szary, średnio zwięzły ‐ 0,50 m;

iłowiec szary, średnio zwięzły z licznymi małymi bułami sferosyderytów ilastych

‐ 1,45 m;

węgiel kamienny ‐ 0,58 m;

iłowiec ‐ 0,10 m;


iłowiec szary, średnio zwięzły ‐ 1,00 m.


Długość

otworu od

stropu/spągu

wyrobiska

[m]

Średnia

wytrzymałość

na

ściskanie

Rc

Wytrzymałość

na

rozciąganie

Rr

Wskaźnik

rozmakalności

dla

warstwy

górotworu

r

Wskaźnik

podzielności

rdzenia

wiertniczego

RQD

od do

Rodzaj warstwy

[MPa] [MPa] [‐] [%]

6,80 8,00 iłowiec szary, słabo zwięzły 20,6 0,77÷1,69 0,8

6,45 6,80 węgiel kamienny 12 0,31÷1,93 0,8

6,20 6,45

mułowcowa gleba stigmariowa, mocno

zwięzła, liczne uwęglone fragmenty

roślinne

>35,6 1,90÷3,08 0,8

2,95 6,20

mułowiec szary mocno zwięzły, liczne

uwęglone fragmenty roślinne, mocno

zapiaszczony

>36,3 1,51÷3,08 0,8

0,00 2,95

piaskowiec szary mocno zwięzły,

laminowany mułowcem, spękany

pionowo

>38,2 0,39÷3,08 1,0

od 0,0 m do 1,0 m

51

od 1,0 m do 2,0 m

56

od 2,0 m do 3,0 m

77

od 3,0 m do 4,0 m

75

od 4,0 m do 5,0 m

79

od 5,0 m do 6,0 m

37

od 6,0 m do 7,0 m

0

od 7,0 m do 8,0 m

11

0,00 ‐1,05

rura obsadowa

(mułowiec szary, średnio zwięzły,

mocno zapiaszczony)

‐ ‐ 0,6

‐1,05 ‐2,35 mułowiec szary, średnio zwięzły,

mocno zapiaszczony 21,8 0,31÷2,31 0,6

‐2,35 ‐3,30 piaskowiec jasnoszary drobnoziarnisty

średnio zwięzły 37,1 1,23÷2,70 1,0

‐3,30 ‐3,80 mułowiec szary, średnio zwięzły 16,3 0,85÷1,33 0,8

‐3,80 ‐4,05 węgiel kamienny 18,5 1,08÷1,26 1,0

‐4,05 ‐4,95

iłowiec szary, słabo zwięzły, liczne

uwęglone fragmenty roślinne,


ilastych

14,4 0,62÷1,13 0,8

‐4,95 ‐5,00 węgiel kamienny 14,4 0,92 0,8

od 0,0 m do 1,0 m

32

od 1,0 m do 2,0 m

0

od 2,0 m do 3,0 m

0

od 3,0 m do 4,0 m

44

od 4,0 m do 5,0 m

31





mułowiec szary, zwięzły ‐ 0,85 m;

iłowiec szary, średnio zwięzły ‐ 1,52 m;






Długość

otworu od

stropu/spągu

wyrobiska

[m]

Średnia

wytrzymałość

na

ściskanie

Rc

Wytrzymałość

na rozciąganie

Rr

Wskaźnik

rozmakalności

dla

warstwy

górotworu

r

Wskaźnik

podzielności

rdzenia

wiertniczego

RQD

od do

Rodzaj warstwy

[MPa] [MPa] [‐] [%]

7,20 8,85

mułowiec szary, średnio zwięzły i

zwięzły, lokalnie o charakterze

mułowcowej gleby stigmariowej

>26,1 0,46÷3,08 0,6

6,15 7,20 mułowcowa gleba stigmariowa,

średnio zwięzła >29 0,31÷3,08 0,6

5,40 6,15 piaskowiec jasnoszary,

drobnoziarnisty, silnie zamulony >33,4 1,49÷3,08 1,0

1,90 5,40

mułowiec szary, zwięzły, laminowany

piaskowcem jasnoszarym

drobnoziarnistym

>31 1,23÷3,08 0,8

0,85 1,90 piaskowiec jasnoszary

drobnoziarnisty, zwięzły >33,4 1,9÷3,08 1,0

0,00 0,85 mułowiec szary, zwięzły >31 1,23÷3,08 1,0

od 0,0 m do 1,0 m

44

od 1,0 m do 2,0 m

38

od 2,0 m do 3,0 m

47

od 3,0 m do 4,0 m

67

od 4,0 m do 5,0 m

68

od 5,0 m do 6,0 m

36

od 6,0 m do 7,0 m

0

od 7,0 m do 8,0 m

12

0,00 ‐1,05

rura obsadowa (piaskowiec

jasnoszary, drobnoziarnisty, silnie

zwięzły, laminowany mułowcem)

‐ ‐ ‐

‐1,05 ‐1,65 rumosz piaskowca jasnoszarego

drobnoziarnistego 10 0,15÷1,16 1,0

‐1,65 ‐4,75



ilastych

>22 0,13÷3,08 0,6

‐4,75 ‐5,00 iłowiec szary, średnio zwięzły 18,1 0,9÷1,36 0,8

od 0,0 m do 1,0 m

0

od 1,0 m do 2,0 m

23

od 2,0 m do 3,0 m

43

od 3,0 m do 4,0 m

24

od 4,0 m do 5,0 m

23







iłowiec ‐ 0,70 m.


Długość

otworu od

stropu/spągu

wyrobiska

[m]

Średnia

wytrzymałość

na

ściskanie

Rc

Wytrzymałość

na rozciąganie

Rr

Wskaźnik

rozmakalności

dla

warstwy

górotworu

r

Wskaźnik

podzielności

rdzenia

wiertniczego

RQD

od do

Rodzaj warstwy

[MPa] [MPa] [‐] [%]

7,00 8,00

iłowiec szary średnio zwięzły,

liczne małe buły sferosyderytów

ilastych, pojedyncze uwęglone

fragmenty roślinne

7,2÷48 0,46÷3,08 1,0

0,60 7,00

mułowiec szary, średnio zwięzły i

zwięzły, laminowany piaskowcem

jasnoszarym, drobnoziarnistym

7,2÷48 1,21÷3,08 0,6

0,00 0,60 rumosz iłowca szarego z

mułowcem ‐ ‐ 0,8

od 0,0 m do 1,0 m

25

od 1,0 m do 2,0 m

76

od 2,0 m do 3,0 m

79

od 3,0 m do 4,0 m

64

od 4,0 m do 5,0 m

56

od 5,0 m do 6,0 m

86

od 6,0 m do 7,0 m

59

od 7,0 m do 8,0 m

35

0,00 ‐0,90 rura obsadowa

(iłowiec) ‐ ‐ 0,8

‐0,90 ‐3,05 iłowiec >24,4 0,46÷3,08 1,0

‐3,05 ‐4,05 mułowiec >33,3 1,05÷3,08 0,8

‐4,05 ‐5,00 iłowiec 22,2 1,21÷2,16 0,8

od 0,0 m do 1,0 m

0

od 1,0 m do 2,0 m

29

od 2,0 m do 3,0 m

0

od 3,0 m do 4,0 m

82

od 4,0 m do 5,0 m

17











Długość

otworu od

stropu/spągu

wyrobiska

[m]

Średnia

wytrzymałość

na

ściskanie

Rc

Wytrzymałość

na rozciąganie

Rr

Wskaźnik

rozmakalności

dla

warstwy

górotworu

r

Wskaźnik

podzielności

rdzenia

wiertniczego

RQD

od do

Rodzaj warstwy

[MPa] [MPa] [‐] [%]

7,25 8,00

iłowiec szary, średnio zwięzły,

liczne buły sferosyderytów


fragmenty roślinne

32,3 0,92÷3,08 0,8

0,00 7,25



jasnoszarym drobnoziarnistym,


ilastych

>30,5 1,54÷2,77 0,8

od 0,0 m do 1,0 m

0

od 1,0 m do 2,0 m

65

od 2,0 m do 3,0 m

96

od 3,0 m do 4,0 m

86

od 4,0 m do 5,0 m

69

od 5,0 m do 6,0 m

95

od 6,0 m do 7,0 m

100

od 7,0 m do 8,0 m

73

0,00 ‐0,90

rura obsadowa (mułowcowa gleba

stigmariowa średnio zwięzła,


ilastych)

21,7 0,15÷3,08 0,6

‐0,90 ‐5,00

mułowcowa gleba stigmariowa

średnio zwięzła, pojedyncze buły

sferosyderytów ilastych

21,7 0,15÷3,08 0,8

od 0,0 m do 1,0 m

0

od 1,0 m do 2,0 m

0

od 2,0 m do 3,0 m

22

od 3,0 m do 4,0 m

74

od 4,0 m do 5,0 m

33






iłowiec szary, średnio zwięzły, liczne małe buły sferosyderytów ilastych ‐ 1,50 m;




iłowcowa gleba stigmariowa ‐ 1,10 m.


Długość

otworu od

stropu/spągu

wyrobiska

[m]

Średnia

wytrzymałość

na

ściskanie

Rc

Wytrzymałość

na rozciąganie

Rr

Wskaźnik

rozmakalności

dla

warstwy

górotworu

r

Wskaźnik

podzielności

rdzenia

wiertniczego

RQD

od do

Rodzaj warstwy

[MPa] [MPa] [‐] [%]

1,65 8,00

piaskowiec jasnoszary

drobnoziarnisty średnio zwięzły i

zwięzły, lokalnie laminowany

mułowcem szarym

> 48 1,54÷3,08

1,35 1,65 mułowiec szary zwięzły > 48 1,51÷2,28

0,00 1,35


drobnoziarnisty średnio zwięzły i

zwięzły, lokalnie laminowany

mułowcem szarym

> 48 > 3,08

1,0

od 0,0 m do 1,0 m

100

od 1,0 m do 2,0 m

43

od 2,0 m do 3,0 m

57

od 3,0 m do 4,0 m

83

od 4,0 m do 5,0 m

77

od 5,0 m do 6,0 m

100

od 6,0 m do 7,0 m

100

od 7,0 m do 8,0 m

91

0,00 ‐1,80 rura obsadowa (rumosz iłowca z

mułowcem szarym) ‐ 0,74÷2,77 0,4

‐1,80 ‐2,75 rumosz iłowca z mułowcem szarym 21,3 0,74÷2,77 0,6

‐2,75 ‐3,45

mułowiec szary średnio zwięzły,

pojedyncze uwęglone fragmenty

roślinne, pojedyncze buły

sferosyderytów ilastych, lokalnie

spękany pionowo

35,4 0,46÷3,08 0,8

‐3,45 ‐5,00


lokalnie o charakterze gleby

stigmariowej, pojedyncze

uwęglone fragmenty roślinne

21,9 0,77÷3,08 0,4

od 0,0 m do 1,0 m

0

od 1,0 m do 2,0 m

0

od 2,0 m do 3,0 m

0

od 3,0 m do 4,0 m

0

od 4,0 m do 5,0 m

30






‐ 1,85 m;





Tabela 7.8. Parametry geomechaniczne skał w stropie i spągu wyrobiska podścianowego, otwory badawcze BR‐15/09

i BR‐15/1/09 (Góra i inni, 2008)

Długość

otworu od

stropu/spągu

wyrobiska

[m]

Średnia

wytrzymałość

na

ściskanie

Rc

Wytrzymałość

na rozciąganie

Rr

Wskaźnik

rozmakalności

dla

warstwy

górotworu

r

Wskaźnik

podzielności

rdzenia

wiertniczego

RQD

od do

Rodzaj warstwy

[MPa] [MPa] [/] [%]

7,90 8,00

iłowiec szary, średnio zwięzły,

liczne uwęglone fragmenty

roślinne

20,8 1,26÷1,41 0,8

6,20 7,90


pojedyncze małe buły

sferosyderytów ilastych, lokalnie

silnie zapiaszczony

28,4 0,92÷3,08 1,0

2,70 6,20


drobnoziarnisty laminowany

mułowcem szarym

43,4 1,23÷2,62 0,8

2,40 2,70 mułowiec szary 28,4 1,23÷2,62 1,0

2,00 2,40


drobnoziarnisty laminowany

mułowcem szarym

43,4 1,23÷3,08 1,0

0 2,00




28,1

1,23÷2,62 0,8

od 0,0 m do 1,0 m

54

od 1,0 m do 2,0 m

93

od 2,0 m do 3,0 m

57

Od 3,0 m do 4,0

m

82

od 4,0 m do 5,0 m

59

od 5,0 m do 6,0 m

75

od 6,0 m do 7,0 m

27

od 7,0 m do 8,0 m

45

0,00 ‐1,70

rura obsadowa (mułowiec szary

średnio zwięzły, pojedyncze



ilastych)

‐ 0,77÷3,08 0,8

‐1,70 ‐4,50



roślinne, pojedyncze buły

sferosyderytów ilastych

>27,7 0,77÷3,08 1,0

‐4,50 ‐5,00

iłowiec szary średnio zwięzły, liczne

buły sferosyderytów ilastych,


roślinne

32,7 1,36÷3,08 0,8

od 0,0 m do 1,0 m

0

od 1,0 m do 2,0 m

0

od 2,0 m do 3,0 m

11

od 3,0 m do 4,0 m

27

od 4,0 m do 5,0 m

11



W trakcie prowadzonej eksploatacji na 800 m wybiegu ściany w chodniku podścianowym

wykonano otwory dla badań penetrometrycznych w stropie, spągu oraz ociosach węglowych.

Otwory zostały przebadane pod kątem wytrzymałości na ściskanie pokładu i skał otaczających

oraz oznaczenia wskaźnika podzielności rdzenia wiertniczego RQD. Wykonano również kartowanie

ścianek otworów za pomocą endoskopu. Do badań użyto penetrometr o większym zakresie

pomiarowym (do 80 MPa) w stosunku do penetrometru (do 40 MPa) wykorzystywanego w czasie

drążenia chodników przyścianowych.

Rys. 7.4. Rozkład wytrzymałości na ściskanie wzdłuż otworu badawczego zlokalizowanego na 800 metrze wybiegu ściany a) stropowego; b) spągowego

Długość otworu stropowego wynosiła 10 m. Na pierwszych dwóch metrach występował

iłowiec o średniej wytrzymałości na ściskanie 13,2 MPa, w dalszej części otworu do 6 metra

znajdował się piaskowiec drobnoziarnisty o średniej wytrzymałości na ściskanie 44,16 MPa. Od 6

do 10 metra znajdował się iłowiec o średniej wytrzymałości na ściskanie 25,60 MPa. Rozkład

wytrzymałości na ściskanie wzdłuż otworu przedstawiono na rysunku 7.4.

Średnie wartości wytrzymałości Rc skał wynoszą odpowiednio dla pakietu stropu:

3‐metrowego ‐ 27,8 MPa,

6‐metrowego ‐ 38,5 MPa,

10‐metrowego ‐ 32,8 MPa.

Wartości podzielności rdzenia RQD dla jednometrowych odcinków otworów wynoszą

odpowiednio:

od 0 m do 1 m 0,

od 1 m do 2 m 18,5,



od 2 m do 3 m 49,5,

od 3 m do 4 m 53,8,

od 4 m do 5 m 77,1,

od 5 m do 6 m 61,

od 6 m do 7 m 0,

od 7 m do 8 m 0,

od 8 m do 9 m 30,9,

od 9 m do 10 m 29,5.

Otwór spągowy wykonano do głębokości 4 m. W całym profilu otworu zalegał mułowiec,

którego średnia wytrzymałość na ściskanie wynosiła 14,34 MPa. Rozkład wytrzymałości na

ściskanie wzdłuż otworu przedstawiono na rysunku 7.4b. Wartość wskaźnika RQD wynosiła 0.

Otwór powyżej głębokości 3,2 m był niedrożny, natomiast pomiędzy 2 a 3 metrem jego

zwiększona średnica uniemożliwiała dokonania pomiaru.

W ociosach węglowych wykonano otwory poziome o długościach po 5 m. Pomiar

wytrzymałości węgla na ściskanie wykonano w otworze od strony pola ścianowego 2/VI,

(od strony pola ścianowego 1/VI otwór uległ zniszczeniu). Średnia wartość wytrzymałości na

ściskanie węgla wyniosła 6,42 MPa. Wartość RQD w obydwu otworach wynosiła 0. Zmierzone

wartości wytrzymałości na ściskanie calizny węglowej przedstawiono na rysunku 7.5. Pierwsze

1,7 metra długości otworu z uwagi na poszerzoną średnicę nie zostały przebadane.

Rys. 7.5. Rozkład wytrzymałości na ściskanie wzdłuż otworu badawczego znajdującym się 800 metrze wybiegu ściany, ocios węglowy











Tabela 7.9 Parametry geomechaniczne skał w stropie i spągu wyrobiska nadścianowego, otwory badawcze BR‐10/09 i BR‐10/1/09 (Góra i Niewęgłowski, 2008)

Długość

otworu od

stropu/spągu

wyrobiska

[m]

Rodzaj warstwy

Średnia

wytrzymałość

na

ściskanie

Rc

Wytrzymałość

na rozciąganie

Rr

Wskaźnik

rozmakalności

dla

warstwy

górotworu

r

Wskaźnik

podzielności

rdzenia

wiertniczego

RQD

od do [MPa] [MPa] [‐] [%]

10,05 12,50

Iłowiec szary średnio zwięzły i

zwięzły, pojedyncze małe buły

sferosyderytów

ilastych, lokalnie liczny detrytus

roślinny

>24,6 0,92÷3,08

8,55 10,05 mułowiec szary średnio zwięzły 28,7 1,23÷2,77

4,50 8,55


drobnoziarnisty

laminowany mułowcem szarym

>36,9 1,05÷3,08

0,8

od 0 m do 1,0 m

64

od 1,0 m do 2,0 m

88

od 2,0 m do 3,0 m

95

od 3,0 m do 4,0 m

91

od 4,0 m do 5,0 m

93

od 5,0 m do 6,0 m

42

od 6,0 m do 7,0 m

46

Od7,0 m do 8,0 m

58

0,00 ‐0,95

rura obsadowa

(mułowiec szary średnio zwięzły,

laminowany piaskowcem

jasnoszarym drobnoziarnistym)

‐ ‐ 1,0

‐0,95 ‐4,55




>32,6 1,44÷3,08 0,8

‐4,55 ‐5,00


liczne


16,5 0,92÷1,39 0,6

od 0,0 m do 1,0 m

37

od 1,0 m do 2,0 m

41

od 2,0 m do 3,0 m

92

od 3,0 m do 4,0 m

72

od 4,0 m do 5,0 m

54












Długość

otworu od

stropu/spągu

wyrobiska

[m]

Średnia

wytrzymałość na

ściskanie

Rc

Wytrzymałość

na rozciąganie

Rr

Wskaźnik

rozmakalności

dla

warstwy

górotworu

r

Wskaźnik

podzielności

rdzenia

wiertniczego

RQD

od do

Rodzaj warstwy

[MPa] [MPa] [‐] [%]

6,05 8,00



ilastych, pojedyncze


21,8 0,15÷2,16 0,6

0,00 6,05





ilastych

>28,6 1,03÷3,08 0,8

od 0,0 m do 1,0 m

55

od 1,0 m do 2,0 m

53

od 2,0 m do 3,0 m

97

od 3,0 m do 4,0 m

72

od 4,0 m do 5,0 m

72

od 5,0 m do 6,0 m

40

od 6,0 m do 7,0 m

25

od 7,0 m do 8,0 m

0

0,00 ‐1,05 rura obsadowa

(rumosz mułowca szarego) ‐ ‐ 0,8

‐1,05 ‐3,05 mułowiec szary średnio zwięzły,

lekko zapiaszczony >21,7 0,33÷3,08 0,8

‐3,05 ‐5,00




fragmenty roślinne, lokalnie

ciemnoszary zawęglony

>26,5 0,62÷3,08 0,8

od 0,0 m do 1,0 m

0

od 1,0 m do 2,0 m

0

od 2,0 m do 3,0 m

61

od 3,0 m do 4,0 m

42

od 4,0 m do 5,0 m

36







‐ 1,50 m;






Długość

otworu od

stropu/spągu

wyrobiska

[m]

Średnia

wytrzymałość

na

ściskanie

Rc

Wytrzymałość

na rozciąganie

Rr

Wskaźnik

rozmakalności

dla

warstwy

górotworu

r

Wskaźnik

podzielności

rdzenia

wiertniczego

RQD

od do

Rodzaj warstwy

[MPa] [MPa] [‐] [%]

7,55 8,0 węgiel kamienny 10,8 0,51÷0,92 1,0

6,55 7,55


liczne duże


liczne

małe buły sferosyderytów ilastych

23,1 0,77÷1,87 0,8

4,45 6,55






fragmenty roślinne, miejscami

pionowo spękany

>31,4 0,85÷3,08 0,6

0,00 4,45




fragmenty roślinne

>25,9 0,33÷3,08 0,8

od 0,0 m do 1,0 m

25

od 1,0 m do 2,0 m

32

od 2,0 m do 3,0 m

80

od 3,0 m do 4,0 m

55

od 4,0 m do 5,0 m

55

od 5,0 m do 6,0 m

77

od 6,0 m do 7,0 m

61

od 7,0 m do 8,0 m

0

0,00 ‐1,75

rura obsadowa (iłowiec szary

średnio zwięzły, liczne małe buły

sferosyderytów ilastych,


roślinne)

‐ ‐ 1,0

‐1,75 ‐5,00




fragmenty roślinne

>18,6 0,31÷3,08 0,6

od 0,0 m do 1,0 m

0

od 1,0 m do 2,0 m

0

od 2,0 m do 3,0 m

25

od 3,0 m do 4,0 m

44

od 4,0 m do 5,0 m

17



7.2. Charakterystyka warunków geologicznych i właściwościgeomechaniczne skał i górotworu wokół chodnikapodścianowegoinadścianowego

Otrzymane wyniki pomiarów średniej wytrzymałości skał na ściskanie w poszczególnych

otworach wiertniczych rozpatrywano dla pakietów warstw stropowych o określonych interwałach

(rys. 7.6):

warstwa nr 1, od 0 ÷ 3 m: pakiet skał skotwiony kotwami o długości 2,7 m i 6 m, średnia

wytrzymałość warstwy wzdłuż wybiegu ściany wynosi 36 MPa. Najwyższą wytrzymałością na

ściskanie charakteryzował się otwór badawczy BR‐8/09 znajdującym się na 432 metrze

wybiegu ściany i wynosiła ona około 47 MPa. W pozostałych otworach wytrzymałość na

ściskanie wynosi około 34 MPa. W otworze odwierconym na 1628 metrze wybiegu ściany

wytrzymałość na ściskanie nieznacznie wzrasta do wartości 39 MPa.

Warstwa nr 2, od 3 ÷ 6 m: pakiet skał skotwionych kotwami o długości 6 m, średnia

wytrzymałość warstwy wynosi 36,9 MPa. Zmienność wytrzymałości wzdłuż wybiegu ściany

jest podobna jak w przypadku warstwy pierwszej, a wytrzymałości w poszczególnych

otworach różnią się o około ±3 MPa.

Warstwa nr 3, od 6 ÷ 8 m: pakiet skał powyżej strefy skotwionej, średnia wytrzymałość

warstwy wynosi 31 MPa. Wzdłuż wybiegu ściany tylko w otworach BR‐15/09 i BR‐19/08

wytrzymałość tej warstwy zmniejsza się o około 15 MPa od wytrzymałości warstw nr 1 i 2.

Warstwa nr 4, od 0 ÷ 8 m: pakiet skał wzdłuż całego otworu, średnia wartość wytrzymałości

na ściskanie wynosi 33,5 MPa. Zmienność wytrzymałości warstwy jest zbliżona jak

w przypadku warstwy pierwszej, z wyjątkiem otworu BR‐19/08, gdzie wynosi ona 28 MPa.

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

0 125 250 375 500 625 750 875 1000 1125 1250 1375 1500 1625 1750

Wytrzym

ałość na ściskanieRc[M

Pa]

Wybieg ściany [m]

Pakiet skał stropowych od 3 m do 6 m od stropu wyrobiska Pakiet skał stropowych od 6 m do 8 m od stropu wyrobiska

Pakiet skał stropowych od 0 m do 8 m od stropu wyrobiska Pakiet skał stropowych od 0 m do 3 m od stropu wyrobiska

BR‐8/09

BR‐25/08 BR‐23/08 BR‐24/08 BR‐19/08BR‐15/09

Rys. 7.6. Wytrzymałość na ściskanie stropowych warstw skalnych wzdłuż wybiegu ściany w chodniku podścianowym



Analizę podzielności rdzeni wiertniczych przeprowadzono w odniesieniu do wydzielonych

pakietów warstw skał (rys. 7.7):

Warstwa nr 1, od 0 ÷ 3 m: średnia wartość RQD dla tej warstwy wzdłuż wybiegu ściany

wynosi 58%. Analizując poszczególne rdzenie, można zauważyć, że w pierwszej części

wybiegu ściany (BR‐15/09, BR‐8/09) RQD ma największą wartość. W dalszej części wybiegu

ściany maleje (BR‐25/08) do wartości około 53% i wzrasta do 60% (BR‐23/08). Na kolejnych

metrach wybiegu ściany znów spada do wartości minimalnej równej 42% (BR‐24/08).

Warstwa nr 2, od 3 ÷ 6 m: średnia wartość RQD dla tej warstwy wynosi 72%, maksymalną

wartość RQD obserwuje się w przypadku rdzenia z otworu BR‐8/09 i wynosi ona 87%. Wraz

ze wzrostem wybiegu ściany wartość RQD maleje do około 58% (BR‐24/08).

Warstwa nr 3, od 6 ÷ 8 m: w przypadku tego pakietu skał obserwuje się największe zmiany

wartości RQD. Maksymalną wartość obserwuje się w otworze BR‐8/09, gdzie wynosi ona

96%, po czym maleje wzdłuż wybiegu ściany do około 6%.

Warstwa nr 4, od 0 ÷ 8 m: średnia wartość RQD wynosi 58%, a zmienność wartości RQD jest

bardzo podobna jak w przypadku warstwy nr 2.

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 1100 1200 1300 1400 1500 1600 1700

RQD[%

]

Wybieg ściany [m]

Pakiet skał stropowych od 3 do 6 m od stropu wyrobiska Pakiet skał stropowych od 6 do 8 m od stropu wyrobiska

Pakiet skał stropowych od 0 do 8 m od stropu wyrobiska Pakiet skał stropowych od 0 do 3 m od stropu wyrobiska

BR‐8/09

BR‐25/08 BR‐23/08 BR‐24/08 BR‐19/08BR‐15/09

Rys. 7.7. Wskaźnik podzielności rdzeni wiertniczych z otworów stropowych wzdłuż wybiegu ściany w chodniku podścianowym

Najbardziej jednolity górotwór z uwagi na otrzymane wartości podzielności rdzenia znajduje

się w okolicach otworu BR‐8/09. W pozostałych otworach wartości z wyjątkiem warstwy nr 3.

Porównując zmienność wytrzymałości na ściskanie poszczególnych warstw stropowych

(rys. 7.6) oraz zmienność otrzymanych wartości RQD (rys. 7.7), można zauważyć wyraźną

zależność pomiędzy tymi parametrami. Wraz ze spadkiem wartości wytrzymałości na ściskanie

spada wartość wskaźnika podzielności.



0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 1100 1200 1300 1400 1500 1600 1700

Wytrzymalosc na sciskanie Rc[MPa]

Wybieg sciany [m]

Pakiet skal spagowych od 0 m do 3 m od spagu wyrobiska Pakiet skal spagowych od 0 m do 5 m od spagu wyrobiska

BR‐8/09 BR‐25/08 BR‐23/08 BR‐24/08 BR‐19/08BR‐15/09

Rys. 7.8. Średnia wytrzymałość na ściskanie skał spągowych wzdłuż wybiegu ściany w chodniku podścianowym

Otwory spągowe od długości 5 m podzielono na dwie warstwy: od 0m do 3 m oraz od 0 m do

5 m. Średnie wartości na ściskanie warstw spągowych przedstawiono na rysunku 7.8, wartości

podzielności rdzenia RQD zaprezentowano na rysunku 7.9.

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 1100 1200 1300 1400 1500 1600 1700

RQD [%]

Wybieg sciany [m]


BR‐8/09 BR‐25/08 BR‐23/08 BR‐24/08 BR‐19/08BR‐15/09

Rys. 7.9. Wskaźnik podzielności rdzeni wiertniczych z otworów spągowych wzdłuż wybiegu ściany w chodniku podścianowym

Średnia wartość wytrzymałości na ściskanie w przypadku obydwu warstw wynosi 23 MPa.

Wzdłuż całego wybiegu ściany wytrzymałości w poszczególnych otworach jest zmienna i jej

wartości w konkretnych otworach zmieniają się o około ±13 MPa w stosunku do wartości średniej.

Średnie wartości RQD (wartości średnie dla dwóch pakietów skał spągowych) wzrastają wraz

z wybiegiem ściany od wartości około 5% do około 20%.

7.3. Analiza zmienności parametrów geomechanicznych górotworuwchodnikachwzdłużwybieguściany



W chodniku nadścianowym wykonano trzy otwory wiertnicze w drugiej części wybiegu ściany.

Otrzymane wyniki uśredniono dla czterech pakietów skał. Wyniki wytrzymałości na ściskanie

przedstawiono na rysunku 7.10, a wartości RQD na rysunku 7.11.

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

1000 1100 1200 1300 1400 1500 1600 1700


Wybieg sciany [m]

Pakiet skal stropowych od 3 m do 6 m od stropu wyrobiska Pakiet skal stropowych od 6 m do 8 m od stropu wyrobiska


BR‐11/09 BR‐10/09BR‐14/09

Rys. 7.10. Wytrzymałość na ściskanie stropowych warstw skalnych wzdłuż wybiegu ściany w chodniku nadścianowym

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

1000 1100 1200 1300 1400 1500 1600 1700

RQD[%]

Wybieg sciany [m]



BR‐11/09 BR‐10/09BR‐14/09

Rys. 7.11. Wskaźnik podzielności rdzeni wiertniczych z otworów stropowych wzdłuż wybiegu ściany w chodniku nadścianowym

Wytrzymałość na ściskanie w środkowej części wybiegu ściany ma mniejszą wartość

w stosunku do wytrzymałości na ściskanie w końcowej części wybiegu ściany (podobnie jak

w chodniku podścianowym). Nie obserwuje się dużego zróżnicowania wartości wytrzymałości

poszczególnych pakietów skał z uwagi na mniej zróżnicowaną pod względem zmienności warstw

budowę górotworu. Wraz ze wzrostem wytrzymałości wzrasta również wartość RQD,

co potwierdza zauważoną wcześniej zależność pomiędzy tymi parametrami. Wartości RQD

poszczególnych warstw skalnych wahają się wokół wartości średniej (około 60%) z wyjątkiem

warstwy nr 3.

Wartości parametrów geomechanicznych skał spągowych uzyskano za pomocą wierceń

rdzeniowych. Otwory rdzeniowe wykonano na tych samych długościach wybiegu ściany co otwory



stropowe. Średnie wartości wytrzymałości na ściskanie oraz RQD warstw spągowych

przedstawiono na rysunkach 7.12 i 7.13.

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

1000 1100 1200 1300 1400 1500 1600 1700


Wybieg sciany [m]


BR‐11/09 BR‐10/09BR‐14/09

Rys. 7.12. Średnia wytrzymałość na ściskanie skał spągowych wzdłuż wybiegu ściany w chodniku nadścianowym

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

1000 1100 1200 1300 1400 1500 1600 1700

RQD[%]

Wybieg sciany [m]


BR‐11/09 BR‐10/09BR‐14/09

Rys. 7.13. Wskaźnik podzielności rdzeni wiertniczych z otworów spągowych wzdłuż wybiegu ściany w chodniku nadścianowym

W środkowej części wybiegu ściany wytrzymałość na ściskanie i wskaźnik podzielności skał

spągowych mają mniejszą wartość niż w końcowej części wybiegu ściany. Wraz ze wzrostem

wytrzymałości na ściskanie wzrasta wartość RQD. Zmiana wartości wytrzymałości na ściskanie

wzdłuż wybiegu ściany w przypadku warstwy od 0 m do 3 m od spągu wyrobiska wynosi około

15 MPa. Jednocześnie zmienia się RQD od około 10% do około 60%. W całym otworze wiertniczym

wartość wytrzymałości zmienia się w mniejszym zakresie (3÷7 MPa), a wartość RQD od 20% do

60%.

Na podstawie wykonywanych badań geomechanicznych w otworach wiertniczych powstała

mapa (rys. 7.14) wytrzymałości na ściskanie skał stropowych dla pakietu skał od 3 m do 6 m od

stropu wyrobiska (warstwa nr 2).



Rys. 7.14. Mapa wytrzymałości Rc [MPa] dla pakietu skał zalegających od 3 do 6 m od stropu wyrobiska (wyk. A. Ruchel)



8. Metodykabadawcza

W celu oceny zachowania się wyrobisk przyścianowych, w szczególności zmian ich wysokości

i szerokości przejawiających się deformacjami stropu, spągu oraz ociosów, w wyrobiskach tych

wykonano stanowiska badawcze. Najczęściej prowadzonymi pomiarami służącymi ocenie

wpływów ciśnienia górotworu na wyrobisko są pomiary konwergencji, rozwarstwień skał

stropowych (Majcherczyk i Małkowski, 2001; Korzeniowski, 2006), zsuwu łuków w przypadku

obudowy łukowo‐podatnej i nośności dla obudów kotwowych (Korzeniowski, Piechota

i Stachowicz, 2000).

Stanowiska pomiarowe rozmieszczone zostały w wyrobiskach przyścianowych (chodnik nad‐

i podścianowy 1/VI/385), wykonywano je sukcesywnie wraz z postępem eksploatacji w odległości

od 140 m do 450 m przed czołem ściany.

Pomiary wykonywano w ustalonych cyklach:

założenie stanowisk badawczych w chodniku nadścianowym i podścianowym – 1 dzień,

wykonanie pomiarów w chodniku podścianowym – 2 dzień,

wykonanie pomiarów w chodniku nadścianowym – 3 dzień,

badanie z użyciem endoskopu w chodniku podścianowym – 4 dzień,

badanie z użyciem endoskopu w chodniku nadścianowym – 5 dzień.

W chodniku podścianowym pomiary prowadzono przed frontem ściany oraz za nim, natomiast

w chodniku nadścianowym przed frontem ściany z uwagi na jego likwidację.

Zastosowane narzędzia pomiarowe oraz metodyka pomiarowa z uwagi na specyfikę miejsca

wykonywania pomiarów charakteryzowały się niezawodnością, prostą budową, nie stanowiły

zagrożenia dla załogi oraz nie miały wpływu na proces technologiczny eksploatacji pola

ścianowego 1/VI.

8.1. Pomiarywchodnikupodścianowym

Stanowiska badawcze w chodniku podścianowym 1/VI/385 posłużyły do oceny:

zmian wysokości i szerokości wyrobiska przed i za frontem ściany,

przemieszczenia i zsuwu obudowy łukowej podatnej przed i za frontem ściany,

zasięgu strefy spękań przed frontem ściany,

rozwoju rozwarstwień skał stropowych przed frontem ściany,

zasięgu strefy spękań za frontem ściany w strefie skotwionej,

zasięgu strefy spękań górotworu nad wzmocnieniem z kasztów,



położenia stropu nad wzmocnieniem z kasztów względem stropu w polu ścianowym 2/VI,

zmian miąższości pokładu w polu ścianowym 2/VI.

W celu przeprowadzenia pomiarów przed frontem ściany w ramach stanowiska badawczego

należało wykonać:

otwór badawczy o długości 6 m do zainstalowania rozwarstwieniomierza

wielopunktowego,

otwór badawczy o długości 6 m do badań endoskopowych w celu oznaczenia spękań i

rozwarstwień,

znaczniki na obudowie w celu pomiarów przemieszczeń oraz konwergencji chodnika

(na trzech sąsiednich odrzwiach).

Za frontem ściany w celu realizacji zaplanowanych pomiarów wykonano:

otwór badawczy stropowy o minimalnej długości 6 m do oznaczenia strefy spękań,

otwory w ociosie wyrobiska o minimalnej długości 5 m w celu oznaczenia spękań

górotworu nad wzmocnieniem z kasztów.

Stanowiskom badawczym w celu łatwiejszej ich identyfikacji przypisano numery porządkowe.

Numerami 1, 2, 3 itd. oznaczono stanowiska podstawowe, na których wykonywano wszystkie

zaplanowane pomiary. Stanowiska badawcze z numerami 3.5, 4.5 itd. miały charakter pomocniczy

i wykonywano tam tylko pomiary uzupełniające (wysokość, szerokość). Stanowiska podstawowe

wykonywane były co 100 m, począwszy od 100 metra wybiegu ściany. Wyjątek stanowią

stanowiska badawcze 1 i 2 – wykonano je odpowiednio na 20 metrze i 50 metrze wybiegu ściany.

Stanowiska pomocnicze wykonywane były w połowie odległości między stanowiskami

podstawowymi. Schemat rozmieszczenia stanowisk przedstawiono na rysunku 8.1. Schemat

stanowiska badawczego przedstawiony został na rysunkach 8.3 i 8.4, a widok przykładowego

stanowiska na rysunku 8.2. Wykaz pomiarów realizowanych w poszczególnych stanowiskach

badawczych zawarto w tabeli 8.1.

Chodnik podscianowy 1/VI/385

Chodnik nadscianowy 1/VI/385

Prz

ecin

ka s

cian

y 1

/VI/

385

1233,5

44,5

55,5

66,5

7891011121313,5

1514,5

171819 14

Rys. 8.1. Schemat lokalizacji stanowisk badawczych w chodniku przyścianowych ściany 1/VI



a) b)

c) d)

Wybieg ściany

Znaczniki baz pomiarowych

Zsuw obudowy

Rozwarstwieniomierz wielopunktowy

Rys. 8.2. Stanowisko pomiarowe nr 3 znajdujące się na 100 metrze wybiegu ściany w chodniku podścianowym:

a) znaczniki baz pomiarowych na łukach obudowy: b) naniesiona na odrzwia wartość wybiegu ściany: c) zsuw w złączu ciernym: d) zainstalowany w stropie rozwarstwieniomierz wielopunktowy (fot. Ł. Herezy)



A

B

Otwór badawczy dł. 6[m]

C

700

Szerokość

Wys

okość

Pole ścianowe 1/VI lewy ocios

Pole ścianowe 2/VI prawy ocios

Rys. 8.3. Schemat stanowiska badawczego w odcinku wyrobiska z obudową sześcioelementową – chodnik

podścianowy

Otwór badawczy dł. 6[m]

A

B

Szerokość

Wys

okość

Pole ścianowe 1/VI lewy ocios

Pole ścianowe 2/VI prawy ocios

Rys. 8.4. Schemat stanowiska badawczego w odcinku wyrobiska z obudową pięcioelementową – chodnik

podścianowy



Tabela 8.1. Wykaz stanowisk badawczych wraz z rodzajem wykonywanych pomiarów – chodnik podścianowy

Lok

aliz

acja

st

ropu

Prz

ed fr

onte

m

ścia

nyZ

a fr

onte

m

ścia

nyP

rzed

fron

tem

śc

iany

Za

fron

tem

śc

iany

Prz

ed fr

onte

m

ścia

nyZ

a fr

onte

m

ścia

nyP

rzed

fron

tem

śc

iany

Za

fron

tem

śc

iany

Prz

ed fr

onte

m

ścia

nyZ

a fr

onte

m

ścia

nyZ

a fr

onte

m

ścia

nyP

rzed

fron

tem

śc

iany

Za

fron

tem

śc

iany

120

++

++

++

++

++

--

-

250

++

++

++

+-

+-

--

-

310

0+

++

++

++

-+

++

++

3,5

150

-+

++

++

--

--

--

-

420

0+

++

++

++

--

-+

++

4,5

250

-+

++

++

--

--

--

-

530

0+

++

++

++

-+

++

++

5,5

350

-+

++

++

--

--

--

-

640

0+

++

++

++

-+

++

++

6,5

450

-+

++

++

--

--

--

-

750

0+

++

++

++

-+

++

++

860

0+

++

++

++

-+

-+

++

970

0+

++

++

+-

--

++

++

1080

0+

++

++

+-

-+

-+

++

10,5

850

--

--

--

--

-+

+-

-

1190

0+

++

++

++

--

-+

++

1210

00+

++

++

+-

--

-+

++

1311

00+

++

++

+-

--

-+

++

13,5

1150

--

--

--

--

-+

++

+

1412

00+

++

++

+-

--

-+

++

14,5

1250

--

--

--

--

-+

++

+

1513

00+

++

++

+-

--

-+

++

1614

00-

--

--

--

--

-+

++

1715

00-

--

--

--

--

++

++

1816

00+

++

++

+-

--

-+

++

1917

00+

++

++

+-

--

-+

++

Str

efa

odpręż

ona

Miążs

zość

pokła

duL

p.m

etr

bieżąc

y w

ybie

gu ś

cian

y

Rod

zaj w

ykon

ywan

ego

pom

iaru

Sta

now

isk

o ba

daw

cze

Kon

wer

genc

ja p

iono

wa

Kon

wer

genc

ja p

ozio

ma

Zsu

w o

budo

wy

Roz

war

stw

ieni

a



8.1.1. Pomiarykonwergencjipionowejipoziomejobudowyikonturuwyrobiska

W skutek narastającego w czasie obciążenia górotworu następuje wielokierunkowa zmiana

wymiarów wyrobiska zarówno w świetle obudowy jak i obrysu wyrobiska w górotworze.

W przypadku obudowy ŁPSC V36/12S (rys. 8.3) konwergencję poziomą określono przez

zmianę odległości łuków ociosowych mierzoną tuż pod strzemieniem dwujarzmowym łączącym

elementy obudowy.

W przypadku obudowy ŁPSC V36/12 (rys. 8.4) szerokość wyrobiska w świetle obudowy

mierzona była na wysokości około 2,56 m od spągu pierwotnego wyrobiska (znaczniki wykonano

w połowie odległości pomiędzy strzemionami dwujarzmowymi łączącymi łuk ociosowy z łukiem

ociosowo‐stropnicowym rys. 8.2a, b).

Konwergencja pionowa została określona przez pomiar zmian wysokość wyrobiska mierzonej

w osi wyrobiska od spągu chodnika do łuku stropnicowego (rys. 8.3, 8.4). Zmiana wymiarów

wyrobiska mierzona była za pomocą taśmy mierniczej z dokładnością 0,01 m.

8.1.2. Pomiarywielkościzsuwuelementówobudowyłukowej

Odzwierciedleniem przemieszczeń elementów obudowy ŁPSC V36/12S względem siebie było

przemieszczanie się znaczników na elementach obudowy (rys. 8.2c). Przemieszczenie się

elementu przyspągowego obudowy względem łuku ociosowego odzwierciedlone było zmianą

odległości znaczników wykonanych na łuku względem końca prostki (rys. 8.2a). Znaczniki

wykonane były w odległości 0,70 m nad elementem przyspągowym obudowy. W celu pomiaru

przemieszczeń względem siebie łuków ociosowych i łuków stropnicowych wykonano znaczniki

w połowie odległości pomiędzy strzemionami dwujarzmowymi (rys. 8.2a‐c oraz 8.3).

Przemieszczenia elementów obudowy ŁPSC V36/12 mierzone były pomiędzy łukiem

ociosowym a łukiem ociosowo‐stropnicowym. W tym celu wykonano pomiędzy strzemionami

dwujarzmowymi znaczniki, które służyły również do pomiaru aktualnej szerokości wyrobiska

(rys. 8.4).

Pomiar wykonywano na trzech sąsiadujących ze sobą odrzwiach (odrzwia nr 1, nr 2, nr 3) na

lewym i prawym ociosie wyrobiska. Prawy ocios jest to ocios od strony pola ścianowego 2/VI,

ocios lewy jest to ocios od strony pola ścianowego 1/VI (rys. 8.4).

Pomiar przemieszczeń obudowy wykonano przed i za frontem ściany przy użyciu taśmy

pomiarowej z dokładnością 0,001 m.

Pomiary przemieszczeń obudowy rozpoczęto wraz z uruchomieniem wydobycia w polu

ścianowym 1/VI/385 i trwały one przez cały okres eksploatacji oraz po jej zakończeniu.



8.1.3. Pomiaryzasięguipropagacjirozwarstwieństropuwyrobiska

Do odwierconego otworu o średnicy 0,028 m i długości 6 m (wysokość strefy skotwionej)

wprowadzano rozwarstwieniomierz wielopunktowy, składający się z siedmiu cięgien o długościach

6 m, 5 m, 4 m, 3 m, 2 m, 1 m, 0,5 m. Jeden koniec cięgna zastabilizowano w otworze na określonej

głębokości, drugi wyposażony w identyfikator, wyprowadzony był na zewnątrz. Do wlotu otworu

wprowadzano rurkę PCV stanowiącą bazę pomiarową przemieszczających się cięgien.

Odzwierciedleniem pojawiającego się rozwarstwienia i jego propagacji jest zmiana odległości

pomiędzy cięgnami i bazą (rys. 8.2d, 8.3, 8.4).

Pomiar rozwarstwień wykonywano przed frontem ściany przy użyciu taśmy pomiarowej

z dokładnością 0,001 m.

Pomiary rozwarstwień stał stropowych rozpoczęto wraz z uruchomieniem wydobycia w polu

ścianowym 1/VI/385 i trwały one do momentu przejścia frontu eksploatacji przez ostatnie

stanowisko badawcze z zamontowanym rozwarstwieniomierzem.

8.1.4. Określeniezbiegustrefyspękań

Do zbadania zasięgu strefy spękań przed frontem ściany w pakiecie skał stropowych

skotwionych do wysokości 6 m służyły otwory o długości 6 m i średnicy 0,028 m wykonane

równolegle i w bezpośrednim sąsiedztwie otworów badawczych (rozwarstwieniomierzy)

(rys. 6.3, 8.4). Badanie polegało na wprowadzeniu do otworu endoskopu i obserwacji obrazu

ścianek otworu. W momencie ujawnienia przez endoskop nieciągłości w ściance otworu

odczytywano, z dokładnością 0,005 m, odległość nieciągłości od początku otworu oraz jej

rozwarcie.

Badanie strefy spękań w pakiecie skał skotwionych za frontem ściany wymagało

przygotowania nowych otworów endoskopowych (rys. 8.5, 8.6). Konieczność ta wynikała ze

zniszczenia wcześniejszych otworów wskutek prowadzonej eksploatacji. Długości otworów

zależały od lokalnie panujących warunków, a średnica została zwiększona do 0,042 m z uwagi na

odspajanie się fragmentów ścianek otworów.

8.1.5. Wyznaczeniegranicznejliniizawału

W ociosie wyrobiska od strony zrobów nad wzmocnieniem z kasztów wykonano dwa otwory

pod różnymi kątami. Do otworów wprowadzano endoskop w celu oznaczenia odległości spękań

i szczelin od początków otworów badawczych. Długość otworów zależała od lokalnie

występujących warunków, a ich średnica wynosiła 0,042 m.

Pomiar odległości nieciągłości od początku otworu wykonywano z dokładnością 0,005 m.



Rys. 8.5. Schemat stanowiska pomiarowego spękań i granicznej linii zawału ‐ wersja 1 (znaczne wypiętrzenie

spągu)

Rys. 8.6. Schemat stanowiska pomiarowego spękań i granicznej linii zawału ‐ wersja 2 (małe wypiętrzenie

spągu)

Przed przystąpieniem do pomiarów przeprowadzono analizę stanu wyrobiska,

a w szczególności konwergencji wyrobiska w świetle obudowy i deformacji obudowy łukowo‐

podatnej. W ten sposób wytypowano miejsca pomiaru (tab. 8.1) oraz przyjęto wstępne założenia,

a mianowicie:

nachylenie otworów badawczych oraz ich długość będzie zależała od konwergencji

pionowej wyrobiska, kąta nachylenia granicznej linii zawału (założono 45°) i maksymalnej

wysokości zawału (1,6 m × 5 m);

dla znacznego (> 1,0 m) wypiętrzenia spągu kąt nachylenia otworów będzie wynosił 20°

i 30°, a długości odpowiednio 4,5 m i 7, 0 m (rys. 8.5);



dla małego wypiętrzenia spągu (< 1,0 m) kąt nachylenia otworów będzie wynosił 25° i 40°,

a długości odpowiednio 3,5 m i 8, 0 m (rys. 8.6),

Badanie odbywało się równolegle z pomiarem spękań i rozwarstwień skał stropowych

w strefie skotwionej za frontem ściany.

8.1.6. Badaniazmiennościmiąższościpokładu

W celu pomiaru bieżącej miąższości pokładu od strony pola ścianowego 2/VI odsłonięto strop

bezpośredni (rys. 8.7a,b) oraz spąg pokładu. Płaszczyzna stropu wyrobiska była zasłonięta przez

wyciśnięty ocios węglowy a płaszczyzna spągu pokładu przez wypiętrzający spąg. W niektórych

stanowiskach pomiarowych nie było możliwe przeprowadzenie pomiaru z powodu znacznego

(> 1,0 m) wypiętrzenia spągu wyrobiska powyżej płaszczyzny spągu pokładu. Do pomiaru użyto

taśmy mierniczej z dokładnością 0,01 m. Pomiary wykonywano po zakończeniu eksploatacji

w polu ścianowym 1/VI/385.

Pomiar miąższości pokładu przed frontem ściany w polu ścianowym 1/VI/385 prowadzony był

od początku rozpoczętej eksploatacji do jej zakończenia.

Pomiar zmiany miąższości pokładu wykonywany był dla potrzeb LW Bogdanka z uwagi na

konstrukcję zwrotni przenośnika zgrzebłowego ścianowego. Przy pewnej granicznej wysokości

wyrobiska ścianowego dwie skrajne sekcje mają ograniczone możliwości rabowania, co stwarzało

podczas eksploatacji ściany 1/VI utrudnienie w jej prowadzeniu.

a) b)

Rys. 8.7. a) Odsłanianie stropu pokładu, b) strop odsłonięty (fot. Ł. Herezy)

8.1.7. Pomiaryprzemieszczeństropuchodnika

Do pomiarów różnicy w położeniu stropu nad calizną węglową od strony pola ścianowego

2/VI, oraz stropu od strony wyeksploatowanej ściany 1/VI posłużono się metodą pomiarową

z użyciem poziomicy wodnej (rys. 8.8). Przed przystąpieniem do pomiaru należało od strony pola

ścianowego 2/VI odsłonić strop bezpośredni zakryty wyciśniętą calizną węglową (rys 8.7b).

Pomiar wykonano z dokładnością 0,01 m.



Rys. 8.8. Czynności przygotowawcze do pomiaru z użyciem poziomicy wodnej oraz widok stanowiska wiertniczego

otworów badawczych (fot. K. Skrzypkowski)

Wartość przemieszczenia stropu z pewnym przybliżeniem informuje o tym, jak mocno zostało

wciśnięte w spąg wzmocnienie z kasztów. Wartości obniżenia nie możemy bezpośrednio przypisać

wciśnięciu kasztu w spąg, gdyż na obniżenie miało wpływ upodatnienie kasztu oraz zaciskanie

(obniżenie) stropu nad wyrobiskiem ścianowym.

Zmiana parametrów geometrycznych wyrobiska, obudowy łukowo‐podatnej, miąższości

pokładu oraz obniżenie stropu spowodowało na odcinku utrzymywanego wyrobiska (wybieg

ściany od 950 m do 1300 m), że strop pokładu w polu ścianowym 2/VI znajdował się powyżej łuku

stropnicowego. Takie usytuowanie stropu względem łuku stropnicowego stwarzałoby problemy

podczas urabiania calizny węglowej przez strug. Kopalnia po zakończonej eksploatacji dokonała

przebudowy utrzymywanego wyrobiska na tym odcinku, dzięki czemu wyeliminowała zaistniały

problem.

8.2. Pomiarywchodnikunadścianowym

Dla potrzeb oceny zachowania się chodnika nadścianowego 1/VI wykonano stanowiska

badawcze wzdłuż całego wyrobiska, na których wykonywano następujące pomiary:

wysokości i szerokości wyrobiska przed frontem ściany,

przemieszczenia elementów obudowy przed frontem ściany,

zasięgu strefy odprężonej przed frontem ściany,

rozwoju rozwarstwień skał stropowych przed frontem ściany.

Do pomiarów przed frontem ściany na każdym stanowisku badawczym wykonano:

otwór badawczy o długości 6 m do zainstalowania w nim rozwarstwieniomierza

wielopunktowego,

otwór badawczy o długości 6 m do endoskopii w celu oznaczenia szczelinowatości,



znaczniki na trzech sąsiednich odrzwiach obudowy do pomiarów przemieszczeń oraz

konwergencji chodnika.

Wy

sok

ość

Szerokość

Pole ścianowe 1/VIprawy ocios

Caliznalewy ocios

Rys. 8.9. Schemat stanowiska badawczego – chodnik nadścianowy

Tabela 8.2. Wykaz stanowisk badawczych wraz z rodzajem wykonywanych pomiarów – chodnik nadścianowy

Lpmetr bieżący

wybiegu ścianyKonwergencja

pionowaKonwergencja

poziomaZsuw

obudowyRozwarstwienia Strefa odprężona

1' 20 + + + + +

2' 50 + + + + +

3' 100 + + + + +

3,5' 150 + + + - -

4' 200 + + + + +

4,5' 250 + + + - -

5' 300 + + + + +

5,5' 350 + + + - -

6' 400 + + + - -

6,5' 450 + + + + +

7' 500 + + + + +

7,5' 550 - - - + +

8' 600 + + + + +

9' 700 + + + + -

10' 800 + + + + -

11' 900 + + + + -

12' 1000 + + + + -

13' 1100 + + + - -

14' 1200 + + + - -

15' 1300 + + + - -

Stanowisko pomiarowe Rodzaj wykonywanego pomiaru

Numerami 1’, 2’, 3’ itd. oznaczono stanowiska badawcze podstawowe, na których

wykonywano wszystkie zakładane pomiary. Stanowiska badawcze z numerami 3.5’, 4.5’ itd. miały

charakter pomocniczy – wykonywano na nich pomiary uzupełniające. Stanowiska podstawowe



wykonywane były co 100 m, począwszy od 100 m wybiegu ściany. Wyjątek stanowią stanowiska

badawcze 1’ i 2’ – wykonano je odpowiednio na 20 metrze i 50 metrze wybiegu ściany.

Stanowiska pomocnicze wykonywane były w połowie odległości między stanowiskami

podstawowymi. Schemat rozmieszczenia stanowisk znajduje się na rysunku 8.1. Schemat

stanowiska badawczego przedstawiony został na rysunku 8.9. Wykaz pomiarów prowadzonych

w poszczególnych stanowiskach badawczych przedstawiono w tabeli 8.2.

8.2.1. PomiarykonwergencjipionowejipoziomejobudowyikonturuwyrobiskaZmiana wysokości i szerokości wyrobiska mierzona była za pomocą taśmy mierniczej

z dokładnością 0,01 m. Szerokość wyrobiska mierzona była na wysokości 0,70 m od końca

elementu przyspągowego obudowy, a wysokość w jego osi pionowej od spągu do łuku

stropnicowego (rys. 8.9).

Pomiary rozpoczęto wraz z uruchomieniu wydobycia w polu ścianowym 1/VI/385, trwały one

przez cały okres prowadzonej eksploatacji.

8.2.2. Pomiarywielkościzsuwuelementówobudowyłukowej

Odzwierciedleniem względnych przemieszczeń elementów obudowy ŁPSC V36/11S było

przemieszczanie się znaczników na poszczególnych jej elementach. Przemieszczenie się elementu

przyspągowego obudowy względem łuku ociosowego odzwierciedlone było zmianą odległości

znaczników wykonanych na łuku względem końca prostki. Znaczniki wykonane były 0,70 m nad

elementem przyspągowym obudowy. W celu pomiaru przemieszczeń względem siebie łuków

ociosowych oraz łuków ociosowo‐stropnicowych, wykonano znaczniki w połowie odległości

pomiędzy zamkami (rys. 8.9).

Pomiar przemieszczeń wykonywano na trzech sąsiadujących ze sobą odrzwiach (odrzwia nr 1,

nr 2, nr 3) na lewym i prawym ociosie wyrobiska. Prawy ocios jest to ocios od strony pola

ścianowego 1/VI (rys. 8.9).

Przemieszczenia obudowy zmierzono przy użyciu taśmy pomiarowej z dokładnością 0,001 m.

Pomiary przemieszczeń obudowy rozpoczęto wraz z uruchomieniem wydobycia w polu

ścianowym 1/VI/385, i trwały one przez cały okres eksploatacji.



9. Charakterystykabudowykompleksustrugowego imożliwościsterowania

Zmechanizowany kompleks strugowy (rys. 9.1) zastosowany w ścianie 385/2 składał się

z następujących podzespołów:

struga GH 1600,

ścianowego przenośnika strugowego PF‐1032,

podścianowego przenośnika strugowego PF‐1132,

zmechanizowanej obudowy strugowej wraz z układem zasilania i sterowania.

W rejonie wyrobiska eksploatacyjnego zastosowano do prac pomocniczych oraz w celu

poprawy warunków klimatycznych:

trzy spągoładowarki,

mieszarko‐podawarki do spoiwa wypełniającego kaszt,

urządzenia do klimatyzacji.

Strug węglowy statyczny składający się z (rys. 9.1) głowicy urabiająco‐ładującej (3), napędów

(4) i łańcucha (7), stanowi maszynę urabiającą współpracującą z obudową ścianową (1)

i przenośnikiem ścianowym (2). Te trzy elementy kompleksu ścianowego wraz z systemem

łączności głośnomówiącej, oświetleniem i urządzeniami klimatyzacji zabudowane są bezpośrednio

w ścianie. W chodniku nadścianowym znajduje się agregat hydrauliczny przeznaczony do

obudowy ścianowej. Natomiast w chodniku podścianowym zabudowany jest przenośnik

podścianowy (5) odbierający urobek od przenośnika ścianowego (2). Na wysypie przenośnika

ścianowego (chodnik podścianowy) jak również na zwrotni (chodnik nadścianowy), znajdują się

jego napędy (6) wraz z napędami (4) głowicy strugowej (3). Oba chodniki wyposażono również

w ładowarki (chodnik podścianowy dwie, nadścianowy jedna) do czyszczenia spągu z urobku

w pobliżu napędów. Ważnym elementem kompleksu strugowego jest układ sterująco‐

diagnozujący składający się z jednostki centralnej oraz przetworników prądowych, napięciowych,

drogi i ciśnienia służących do sterowania pracą ściany (kompleksu) w cyklu automatycznym lub

manualnym.



Rys. 9.1. Schemat wyrobiska ścianowego z głównymi maszynami i urządzeniami ścianowego kompleksu strugowego

(DBT – materiały reklamowe)

Zadaniem maszyn i urządzeń wchodzących w skład kompleksu ścianowego jest realizacja

określonych funkcji wynikających z procesu eksploatacji pokładu węgla systemem ścianowym.

Osiągnięcie zamierzonego celu, jakim jest uzyskanie założonej produkcji dobowej, wymaga

odpowiedniej współpracy maszyn i urządzeń ścianowych. Głównym czynnikiem pozwalającym

osiągnąć założoną wydajność jest prawidłowy dobór i funkcjonowanie maszyny urabiającej

(statyczny strug węglowy), przenośników: ścianowego i podścianowego oraz obudowy ścianowej

(rys. 9.2).

Rys. 9.2. Wyrobisko ścianowe z kompleksem strugowym: 1 – obudowa ścianowa, 2 – przenośnik zgrzebłowy, 3 –

głowica struga, 4 – prowadzenie ślizgowe, 5 – zastawki (DBT – materiały reklamowe)

Obudowa ścianowa winna zapewnić prawidłowe wydzielenie przestrzeni między urabianym

ociosem a zrobami tak, by uzyskać wymagany obszar dla wentylacji struga i przenośnika

ścianowego oraz obsługi ściany. Spełnienie tych wymagań narzuca określoną konstrukcję



obudowy ścianowej, która umożliwi osiągnięcie koniecznej podporności i szybkości

przemieszczania się jej za czołem przodka ścianowego.

Zgrzebłowy przenośnik ścianowy, jako środek odstawy urobku ze ściany, zabudowany

równolegle do urabianego ociosu węgla, spełnia dodatkowo funkcję prowadzenia głowicy

strugowej oraz łańcucha. Parametry przenośnika ścianowego określają możliwości wydobywcze

kompleksu, uwarunkowane jego wydajnością i zdolnością przejmowania urobku od głowicy

struga.

Maszyna urabiająca, czyli statyczny strug węglowy, mechanizuje czynność urabiania

i ładowania, które to czynności wykonywane są jednocześnie. Bezpośrednio za pracującą maszyną

urabiającą, która odsłoniła strop na głębokość zabioru, winna się przemieszczać obudowa w celu

podparcia stropu i przesunięcia przenośnika w nowe pole.

9.1. StrugwęglowystatycznyGH‐1600 Strug GH‐1600 został opracowany specjalnie do wybierania trudno urabialnych pokładów

węgla. W wyniku zwiększenia mocy napędów struga (2∙800 kW) możliwe było zwiększenie

prędkości głowicy struga (3,6 m/s) i urabianie pokładów węgla o skrawalności do 3000 N/cm.

Dzięki odpowiedniemu wymiarowi głowicy struga oraz specjalnemu rozwiązaniu prowadzenia

struga możliwe jest urabianie pokładów węgla o miąższości od 1,0 m (prowadzenie ślizgowe) do

2,3 m (prowadzenie ślizgowo‐bramowe). Oba rodzaje prowadzeń zilustrowano na rysunku 9.3.

Strug węglowy statyczny GH‐1600 składa się z głowicy strugająco‐ładującej, łańcucha

ogniwowego oraz dwóch napędów.

Głowica struga GH‐1600 ma budowę modułową (rys. 9.4). Do głównego odlewanego korpusu

(1) zamocowane są symetrycznie segmenty skrawające (2, 3, 4). Segment skrawający (2)

wyposażony jest w noże strugowe (6) i tworzy najmniejszą wysokość struga. Następne segmenty

(3) mogą zwiększać wysokość głowicy poprzez ich dodawanie (jeden segment około 400 mm).

Płynną zmianę wysokości urabiania uzyskujemy poprzez wysuwanie lub wsuwanie wieżyczki

skrawającej (4). Wypadkowy kształt głowicy struga tworzy odkładnię ładującą, która podnosi

urobek ze spągu i przesuwa go w kierunku przenośnika ścianowego (rys. 9.5).



Rys. 9.3. Zakres wysokości urabiania strugiem GH‐1600 (DBT – materiały reklamowe)

Rys. 9.4. Głowica struga GH‐1600 (DBT – materiały reklamowe)



Rys. 9.5. Głowica struga GH 1600 w ścianie węglowej (DBT‐materiały reklamowe)

W dolnej części korpusu (1) znajdują się uchwyt łańcucha ogniwowego (5) (DKB 42×146).

Natomiast po przeciwnej stronie znajduje się część prowadzenia głowicy struga, które

współpracuje z częścią przymocowaną do rynny zgrzebłowego przenośnika ścianowego.

Ruch głowicy wzdłuż czoła ściany wymuszany jest za pomocą łańcucha przewijanego na kołach

łańcuchowych napędów zlokalizowanych na końcach przenośnika zgrzebłowego. Napęd łańcucha,

a tym samym głowicy strugowej, składa się z silnika elektrycznego zasilanego prądem zmiennym,

przekładni mechanicznej KP45 oraz sprzęgła przeciążeniowego wielopłytkowego. Moment ze

sprzęgła przekazywany jest na koło łańcuchowe. W przypadku LW Bogdanka w napędach

zainstalowano silniki dwubiegowe o mocy 210/630 kW i napięciu zasilania 3,3 kV. Każdy napęd

wyposażony jest w przetworniki prądowe i napięciowe umożliwiające pomiar mocy oraz

przetworniki obrotu służącego do oceny poślizgu sprzęgła. Wspomniane przetworniki wraz

z układem pomiarowo‐sterującym zabezpieczają napędy przed przeciążeniem, a w skrajnych

przypadkach przed zerwaniem łańcucha (wielopłytkowe sprzęgło cierne).

Przenośni zgrzebłowy w ścianie strugowej zlokalizowany jest zgrzebłowy przenośnik strugowy.

Przenośnik ten składa się z trasy, którą stanowią rynny, łańcucha ze zgrzebłami oraz napędów.

Elementem wyróżniającym ten przenośnik od innych tego typu jest układ prowadzenia głowicy

strugowej (rys. 9.6). Napęd głowicy struga (1) przymocowany jest do rynien przenośnika (2).

Wewnątrz prowadzenia znajdują się kanały (3) w których przemieszcza się łańcuch (4). Rynny

przenośnika zgrzebłowego wyposażone są w klapy rewizyjne umożliwiające ocenę stanu łańcucha

(rys. 9.7). Podobnie jest z prowadzeniem głowicy, dla która również wykonano klapy rewizyjne

(rys. 9.8).



Rys. 9.6. Prowadzenie ślizgowe głowicy struga z kanałami łańcuchowymi (DBT – materiały reklamowe)

Rys. 9.7. Rynna inspekcyjna (rewizyjna) dolnego przedziału łańcucha przenośnika (DBT – materiały reklamowe)

Rynny przenośnika ścianowego z przodu mają zabudowane prowadzenie głowicy, a z tyłu

siłownik korekcji poprzecznej współpracujący z układem przesuwnym sekcji (rys. 9.9).

Rys. 9.8. Łańcuch głowicy strugowej w kanale po zdjęciu klapy inspekcyjnej (rewizyjnej) (DBT – materiały reklamowe)



Rys. 9.9. Zabudowa siłownika sterowania położeniem głowicy i rynien przenośnika (DBT – materiały reklamowe)

Zainstalowany zgrzebłowy przenośnik strugowy PF‐1032 z czołowym wysypem wyposażono

w łańcuch ogniwowy DKB 42×146 oraz na obydwu końcach w napędy, każdy po 800 kW (napięcie

zasilania 3,3 kV). Również w tym przypadku napędy wyposażono w układy pomiarowe

umożliwiające ocenę ich obciążenia.

Urobek z przenośnika ścianowego (zgrzebłowy przenośnik strugowy) odbierany jest przez

zgrzebłowy przenośnik podścianowy, który kieruje strugę urobku na przenośnik taśmowy.

Przenośnik podścianowy składa się z rynny wraz z zastawkami, zwrotni oraz napędu

zabudowanego nad przenośnikiem taśmowym.

W chodniku podścianowym zainstalowano przenośnik podścianowy PF‐1132, wyposażając go

w łańcuch DMKB 34x126 oraz napęd z silnikiem 400 kW (napięcie zasilania 3,3 kV) i przekładnię

KP 25/30. Dodatkowo zabudowano na przenośniku kruszarkę mimośrodową SK 1111 z silnikiem

o mocy 315 kW (napięcie zasilania 3,3 kV).

Zmechanizowana ścianowa obudowa strugowa składa się z powtarzalnych sekcji, urządzeń

stabilizujących poprzecznie i podłużnie obudowę oraz przenośnik na nachyleniach, agregatu

pompowego zasilającego sekcje obudowy oraz przewodów magistralnych. Każdy zestaw (sekcja)

połączony jest z przenośnikiem ścianowym za pomocą układu przesuwu.

Pojedyncza sekcja (zestaw) obudowy ścianowej (rys. 9.10) składa się ze stropnicy (1), osłony

odzawałowej (2), dzielonej spągnicy (3), stojaków (4), cięgien lemniskaty (5), układu przesuwu (6),

osłon bocznych (7) i siłownika zastrzałowego. Do sekcji doprowadzona jest przewodami emulsja,

która poprzez układ rozdzielaczy kierowana jest do odbiorników (stojaki, siłownik zastrzałowy,

układ przesuwu, osłony boczne, urządzenia stabilizujące). Dodatkowo sekcje wyposażone są

w system zraszania, który włącza się sekwencyjnie podczas przejazdu głowicy strugowej.



Rys. 9.10. Sekcja ścianowej obudowy strugowej (DBT – materiały reklamowe)

Analizowaną ścianę strugową 1/VI/385 wyposażono w 141 sekcji obudowy zmechanizowanej.

W tej liczbie znajdowały się 134 sekcje liniowe i siedem sekcji skrajnych. Trzy sekcje skrajne

o szerokości 1700 mm zabudowano od strony chodnika podścianowego (Bucyrus 14.8/23),

a pozostałe cztery od strony chodnika nadścianowego. Między sekcjami skrajnymi zabudowano

sekcje liniowe o szerokości 1650 mm (Bucyrus 9.5/20). Wszystkie 141 sekcji zasilano emulsją

olejowo‐wodną o ciśnieniu 32 MPa. Pracowały one przy ciśnieniu roboczym do 45 MPa. Układ

przesuwu pozwalał na przesunięcie sekcji jednorazowo maksymalnie o 850 mm.

Rys. 9.11. Sekcja liniowa obudowy strugowej firmy Bucyrus (DTR‐GH‐1600)

Schemat liniowej sekcji obudowy strugowej zamieszczono na rysunku 9.11. Sekcja ta składa

się ze stropnicy (1), osłony odzawałowej (2), fartucha gumowego (3), spągnicy dzielonej (4),

dwóch stojaków (5), sterownika funkcji (dziesięć funkcji) (6), siłownika zastrzałowego (7), układu



przesuwu (8), sterownika PMCR 9, centralnej jednostki sterującej (10) i osłon bocznych (11)

stropnicy oraz osłony.

Sekcja skrajna obudowy strugowej jest zbudowana podobnie (rys. 9.12). Różnice występują

w sterowniku (6), który ma dwanaście funkcji oraz w stojakach (5), które przedłużono

przedłużkami (12).

Rys. 9.12. Sekcja skrajna obudowy strugowej firmy Bucyrus (DTR‐GH‐1600)

9.2. Sterowaniekompleksemstrugowym

Zasada pracy struga, stosunkowo wysoka prędkość posuwu głowicy podczas urabiania,

przestrzeń wydzielona przez obudowę oraz możliwość przemieszczania się załogi w ścianie nie

pozwalają na bezpośrednie sterowanie poszczególnymi maszynami kompleksu strugowego i całym

kompleksem. Dlatego też sterowanie kompleksem strugowym prowadzone jest z wydzielonego

miejsca, znajdującego się bądź w chodniku podścianowym (rys. 9.13), bądź na powierzchni lub

z jednego i drugiego miejsca. W oprogramowaniu zbierane są informacje o stanie maszyn

i urządzeń kompleksu strugowego oraz ustalane są parametry pracy tegoż kompleksu.

Operator struga ma możliwość pracy w układzie automatycznym lub awaryjnie manualnym.

Do tego celu, jak już wcześniej zaznaczono, służy jednostka centralna oraz układ pomiarowy.

W czasie pracy kompleksu strugowego mierzone są i rejestrowane następujące sygnały

umożliwiające bezobsługową pracę kompleksu:

położenie głowicy struga w ścianie,



obciążenie napędów struga (pobór mocy),

obciążenie napędów ścianowego przenośnika zgrzebłowego (pobór mocy).

Rys. 9.13. Pulpit sterowania ścianowym kompleksem strugowym firmy Bucyrus w LW Bogdanka (fot. Ł. Herezy)

Poglądowy schemat układu sterowania strugowym kompleksem ścianowym zamieszczono na

np. rysunek 9.14. W skład tego układu wchodzą:

1‐ komputer na powierzchni,

2‐ konverter Cu/światłowód,

3‐ skrzynka rozdzielcza światłowodu,

4‐ komputer centralny pod ziemią,

5‐ klawiatura,

6‐ serwer‐PMC‐R,

7‐ adapter do zasilacza,

8‐ łącznik LD typ B,

9‐ łącznik LD typ A,

10‐ PMC‐V,

11‐ podwójny zasilacz,

12‐ rozdzielacz optyczny,

13‐ układ przekładkowy napędu,

14‐ PMC‐R.



Rys. 9.14. Schemat układu sterowania ścianowym kompleksem strugowym (DTR‐GH‐1600)

Głównymi elementami tego układu są sterowniki PMC‐R, PMC‐D i PMC‐V. Są one

odpowiedzialne za sterowanie obudową ścianową (PMC‐R), strugiem (PMC‐D) oraz za wizualizację

procesu urabiania kompleksem strugowym (PMC‐V).

Rys. 9.15. Elektrohydrauliczny system sterowania obudową PMC‐R (fot. Ł. Herezy)

Elektrohydrauliczny system sterowania obudowy PMC‐R realizuje i monitoruje pracę obudowy

ścianowej tak w cyklu automatycznym, jak i manualnym (rys. 9.15). Pozwala to na pozycjonowanie

sekcji obudowy ścianowej, a tym samym na kierowanie pracą struga (rys. 9.16).



Rys. 9.16. Schemat sterowania sekcjami obudowy ścianowej i głębokością skrawania (DBT – materiały reklamowe)

Prawidłowa pozycja sekcji obudowy ścianowej wymagana jest ze względu na uzyskanie

założonej głębokości skrawania (zabiór) głowicy strugowej. Zabiór wymuszony jest siłownikami

przesuwu przez przenośnik ścianowy. Sekcje liniowe mają dziesięć funkcji (rys. 9.17), a skrajne

dwanaście (rys. 9.18).

Drugi sterownik PMC‐D, steruje i nadzoruje pracą samego struga oraz wspólnie z PMC‐R

przenośnika ścianowego i podścianowego.

Układ sterowania kompleksem strugowym oparty na PMC‐R i D umożliwia:

monitoring podstawowych parametrów pracy kompleksu ze stanowiska operatora

systemu oraz z każdego PMC‐R zabudowanego w ścianie;

identyfikację położenia, kierunku pracy i prędkości głowicy struga w ścianie;

ustawianie głębokości zabioru głowicy struga podczas pracy w zakresie 0÷200 mm;

automatyczną zmianę prędkości i kierunku urabiania głowicy strugowej;

automatyczne przesuwanie sekcji obudowy w zależności od wskazań zainstalowanych

przetworników;

zmianę parametrów przesuwania sekcji obudowy zmechanizowanej;

sekwencyjne zraszanie wodą głowicy urabiającej ze stropnicy każdej sekcji obudowy

zmechanizowanej;

wyłączenie automatyki i manualne sterowanie podległymi urządzeniami;

przekazywanie bieżących informacji o stanie pracy i parametrach kompleksu strugowego;

sterowanie z chodnika przyścianowego lub z powierzchni kopalni kompleksem strugowym

oraz wizualizację parametrów pracy poszczególnych elementów całego kompleksu

strugowego;

diagnostykę układu zasilania kompleksu strugowego.



Rys. 9.17. Oznaczenie poszczególnych funkcji na PMC‐R sekcji liniowej: 1 – Przesuw przenośnika, 2 – rozpieranie

sekcji, 3 – przestawianie sekcji, 4 – uruchomienie zraszania, 5 – rabowanie prawego stojaka, 6 – rabowanie lewego stojaka, 7 – wysuwanie siłownika zastrzałowego, 8 ‐ wysuwanie siłownika zastrzałowego, 9 – wysuwanie osłony bocznej, 10 – zsuwanie osłony bocznej (DTR‐GH‐1600)

Rys. 9.18. Oznaczenie poszczególnych funkcji na PMC‐R sekcji skrajnej: 1÷8 jak na rysunku 8.26, 9 ‐ wysuwanie osłony

bocznej prawej, 10 – wysuwanie osłony bocznej prawej, 11 – wysuwanie osłony bocznej lewej, 12 – wysuwanie osłony bocznej lewej (DTR‐GH‐1600)

Ciśnienie w stojakach zmienia się w czasie z uwagi na konieczność przesterowania obudowy

oraz jej współpracy z górotworem, dlatego bardzo przydatną funkcją oprogramowania do odczytu

plików historii jest możliwość ustawienia konkretnej godziny pracy kompleksu.

1

7

3 4 5 62

Rys. 9.19. Zrzut ekranu programu V‐Shield – główny widok tekstowy

Po otwarciu programu do odtwarzania plików historii z oprogramowania V‐Shield ukazuje się

widok taki jak w programu wizualizacji (rys. 9.19) z dodatkowym okienkiem o nazwie

„odtwarzanie” (1). Można w nim wyróżnić pięć bloków służących do:



otwierania plików historii, startu i zatrzymania odtwarzania, przewijania oraz pauzy (2),

ustawienia prędkości odtwarzania (3),

ustawiania konkretnej godziny pracy kompleksu (4),

odczytu bieżącej godziny pracy kompleksu (5),

odczytu czasu rejestracji parametrów pracy kompleksu (6).

Jeżeli chcemy prześledzić pracę struga w konkretnej godzinie, ustawiamy w bloku „Ustaw

godzinę” (4) czas nas interesujący. Program automatycznie przewinie nam odczyt do zadanej

godziny. Na panelu graficznym będziemy mogli prześledzić parametry pracy obudowy,

podświetlając każdą z sekcji. Istnieje jednak możliwość podejrzenia parametrów pracy obudowy

w postaci tabelarycznej (7). Z menu programu rozwijamy okno „Widok” i wybieramy z listy

„Główny widok tekstowy”, po wykonaniu tych czynności ukazuje się tabela z parametrami (7).

W tabeli uzyskujemy możliwość prześledzenia parametrów pracy poszczególnych sekcji

obudowy, takich jak:

ciśnienie główne (zasilania) i spływu (tylko dla sekcji 1, 70, 141),

ciśnienie w stojakach sekcji obudowy,

wartość wysunięcia przesuwnika,

linia ociosu (pozycję czoła ściany względem wybiegu ściany),

linia celu (pozycja linii celu względem wybiegu ściany),

linia zbliżenia (pozycja linii zbliżenia względem wybiegu ściany),

pozycję przenośnika (względem wybiegu ściany),

pozycja sekcji (względem wybiegu ściany).

Nie ma możliwości importowania danych z niniejszej tabeli do programów umożliwiających ich

weryfikację i analizę. Możliwość taką uzyskujemy po uruchomieniu tabeli, którą możemy wywołać,

wybierając z menu (rys. 9.20) okno „Widok”, a następnie listę „Serwis” (1) – otwiera się wówczas

okno „Sterowniki ShieldDataDriver) „2”. Wybieramy okno „Tabele danych” (3), w których

pokazuje się lista urządzeń monitorowanych przez oprogramowanie. Po wybraniu interesującego

nas urządzenia, np. sekcji obudowy zmechanizowanej nr 1 (w oknie „Tabele danych” oznaczona

jako „Shield#+001”) otwiera się okno „Shield#+001” (4).



1

2

3

4

5

Rys. 9.20. Zrzut ekranu programu V‐Shield – tabele danych

W oknie (4) ukazuje się tabela z zarejestrowanymi parametrami pracy obudowy zmechanizowanej

nr 1, takich jak:

czas rejestracji parametrów,

linia ociosu węglowego,

pozycja przenośnika,

pozycja obudowy,

linia celu,

linia zbliżenia,

ciśnienie stojaków sekcji obudowy zmechanizowanej,

droga przesuwnika,

ciśnienie główne,

ciśnienie spływu.

Poprzez „Kopiuj listę do schowka” (5) możemy importować dane do dowolnego programu

umożliwiającego ich zapisanie.

Ręczne kopiowanie danych jest bardzo czasochłonne, dlatego posłużono się narzędziami

informatycznymi umożliwiającymi automatyczną akwizycję danych. Przyjęto, iż 10‐minutowy

interwał czasowy odczytu parametrów pracy kompleksu będzie wystarczający do

przeprowadzenia analizy jego pracy. Za parametry interesujące w aspekcie tematyki pracy

uznano:

ciśnienie stojaków sekcji obudowy zmechanizowanej,

linie ociosu węglowego,



pozycję przenośnika,

drogę przesuwnika.

Pozycja przenośnika oraz droga przesuwnika są to parametrami pomocniczymi. Pierwszy z nich

pozwoli na uzupełnienie brakujących wartości dla linii ociosu węglowego, natomiast drugi służy do

opracowania wytycznych algorytmu obliczeniowego.

Tabela 9.1. Wycinek tabeli z ciśnieniami stojaków hydraulicznych obudów ścianowych

Data, czas CoalLine

Shield#+001 CoalLine

Shield#+141 S2‐1

Shield#S3‐1

Shield# S2‐2

Shield# S3‐2

Shield# S2‐3

Shield# S3‐3

Shield# S2‐4

Shield#

2010‐09‐01 00:00 1 307 818 1 317 293 317 277 297 288 328 369 367

2010‐09‐01 00:10 1 307 818 1 317 293 317 277 297 288 328 369 367

2010‐09‐01 00:20 1 307 818 1 317 293 317 277 297 288 328 369 367

2010‐09‐01 00:30 1 307 818 1 317 293 322 277 303 292 333 376 374

2010‐09‐01 00:40 1 307 918 1 317 293 323 277 306 294 335 378 379

2010‐09‐01 00:50 0 0 325 277 308 296 337 381 381

2010‐09‐01 01:00 0 0 328 277 310 297 339 383 384

2010‐09‐01 01:10 0 0 329 276 312 298 342 387 387

2010‐09‐01 01:20 0 0 330 275 314 299 342 388 389

2010‐09‐01 01:30 0 0 332 276 316 301 344 391 392

2010‐09‐01 01:40 0 0 334 275 319 303 347 394 394

2010‐09‐01 01:50 0 0 336 275 321 304 348 396 397

2010‐09‐01 02:00 1 307 918 0 337 275 323 306 349 398 399

2010‐09‐01 02:10 1 307 918 0 339 275 326 306 351 400 401

2010‐09‐01 02:20 1 307 918 0 339 275 327 308 352 403 403

W tabeli 9.1 podano wartości ciśnienia stojaków hydraulicznych sekcji obudowy

zmechanizowanej zaimportowane z programu V‐Shield. W pierwszej kolumnie zapisywana jest

data i godzina rejestracji danych, w drugiej pozycja czoła ściany w milimetrach na skrzyżowaniu

z chodnikiem podścianowym, w trzeciej na skrzyżowaniu z chodnikiem nadścianowym. W czwartej

i piątej kolumnie widoczne są ciśnienia stojaków w barach obudowy nr 1 znajdującej się przy

skrzyżowaniu ściana – chodnik podścianowy. W następnych kolumnach znajdują się ciśnienia

stojaków w kolejnych sekcjach obudowy.



10. Wynikibadańzrealizowanychwpolubadawczymściany1/VI

W chodniku podścianowym w trakcie prowadzonych badań założono 26 stanowisk

pomiarowych w tym siedem pomocniczych. Na stanowiskach podstawowych odczytywano

wartości pięciu mierzonych parametrów przed czołem ściany, tj. szerokość, wysokość, zsuw

elementów obudowy, strefa odprężona, propagacja rozwarstwień, miąższość pokładu, oraz

siedem parametrów za jej czołem, tj. szerokość, wysokość, zsuw elementów obudowy, strefa

odprężona, graniczna linia zawału, przemieszczenia stropu, miąższość pokładu. Na stanowiskach

pomocniczych parametry odczytywano jedynie przed czołem ściany. W chodniku nadścianowym

założono 20 stanowisk pomiarowych w tym pięć pomocniczych. Na podstawowych oraz

pomocniczych stanowiskach pomiarowych w chodniku nadścianowym liczba parametrów

odczytywanych była taka sama jak w chodniku podścianowym.

Z uwagi na bardzo dużą ilość danych pomiarowych wyniki przedstawione zostały z podziałem

na:

pomiary przed frontem ściany,

pomiary za frontem ściany.

Wyniki pomiarów zostały przedstawione w niniejszym rozdziale w postaci rysunków, z uwagi na

ilość otrzymanych wyników zaprezentowano tylko wybrane.

Wyniki rejestracji parametrów pracy kompleksu strugowego pogrupowano według

poszczególnych miesięcy eksploatacji pola ścianowego 1/VI. Łączna liczba miesięcy pracy

kompleksu strugowego z pominięciem okresu zawrębiania oraz przygotowania ściany do likwidacji

wynosiła siedem. Dla każdego okresu pomiarów otrzymano 2 481 600 odczytów w interwale

czasowym równym 10 minut. Łączna ilość danych z całego cyklu pracy kompleksu wynosi

17 371 200. Z uwagi na tak olbrzymią ilość danych i analiz w niniejszym rozdziale zostaną

zaprezentowane wybrane tabele i wykresy pozwalające zobrazować charakterystykę pracę

kompleksu strugowego.



10.1. Wyniki badań in situ na stanowiskach pomiarowych przedfrontemściany

10.1.1. Zasięgstrefyspękań

Zasięg strefy spękań został określony na podstawie pomiarów endoskopowych otworów

badawczych. Otwory wykonywane były w trakcie robót wzmacniających chodniki przyścianowe

w odległości około 80÷220 m przed frontem ściany. Długość otworów wynosiła 6 m, co pozwalało

na określenie szczelinowatości górotworu w strefie skotwionej za pomocą kotew o długości 2,7 m

i 6 m.

Otwory endoskopowe w chodniku podścianowym wykonano na stanowiskach pomiarowych

nr 1, 2, 3.5, 6, 7, 8, 9.5 i 10. Stanowiska zlokalizowane były odpowiednio na 20, 50, 100, 300, 400,

500, 600, 768 i 800 metrze wybiegu ściany. Pierwsze pomiary wykonano w poszczególnych

stanowiskach pomiarowych w odległościach 20, 50, 68, 183, 25, 125, 152, 83 i 170 metrów przed

frontem ściany. Otwory, w których zaobserwowano szczeliny (o rozwarciu nie większym niż

0,005 m oznaczone na czarno, o rozwarciu powyżej 0,005 m oznaczone na czerwono),

przedstawiono na rysunku 10.1.

Szczeliny o rozwarciu do 0,005 m zaobserwowano powyżej strefy skotwionej kotwami

o długości 2,7 m we wszystkich prezentowanych na rysunku 10.1 otworach. Szczeliny, których

rozwarcie wynosiło około 0,02÷0,03 m, zaobserwowano w odległości około 0,25÷0,3 m od

początku otworu (rys. 10.1c, d).

W chodniku podścianowym dwa otwory endoskopowe nie uległy zniszczeniu

i przeprowadzono badania za frontem ściany. Jednym z nich był otwór wykonany na stanowisku

pomiarowym nr 1. Badanie wykonano dwukrotnie: 12 i 44 metry za frontem ściany. Drugim

otworem zlokalizowanym na stanowisku pomiarowym nr 6. Badania wykonano w odległości 28

i 48 metrów za czołem ściany. Wyniki przedstawiono w tabeli 10.1.



Rys. 10.1. Lokalizacja szczelin w skałach stropowych przed frontem ściany 1/VI: a) stanowisko pomiarowe nr 1

(pomiar w odległości 20 m od czoła ściany); b) stanowisko pomiarowe nr 2 (pomiar w odległości 50 m od czoła ściany); c) stanowisko pomiarowe nr 9,5 (pomiar w odległości 83 m od czoła ściany); d) stanowisko pomiarowe nr 10 (pomiar w odległości 170 m od czoła ściany)

a) b)

d)c)



Tabela 10.1. Wyniki endoskopii otworów badawczych utrzymanych za frontem ściany

Stanowisko pomiarowe nr 1, wykonane na 20 metrze wybiegu ściany

Odległość stanowiska pomiarowego od czoła ściany [m] 20 ‐12 ‐44

Rzędna długości otworu lokalizacji nieciągłości [m] 4,00 3,95 0,75 1,37 1,48 4,07

Wielkość nieciągłości (szczeliny) [mm] 1,00

nie

zaobserwowano 1,00

Stanowisko pomiarowe nr 6, wykonane na 400 metrze wybiegu ściany

Odległość stanowiska

pomiarowego od czoła ściany [m] 25 ‐28 ‐48

Rzędna długości otworu

lokalizacji nieciągłości [m] 1,10 1,35 2,00 2,13 2,80 4,40 >4,50 2,80 4,40

Wielkość nieciągłości (szczeliny)

[mm]

nie

zaobserwo‐

wano 1,00 3,00 1,00 zniszczony 5 1

W chodniku nadścianowym otwory endoskopowe wykonane zostały na stanowiskach

badawczych 1’, 2’, 3’, 4’, 5’, 6.5’, 7’, 7.5’,8’. Zlokalizowane były odpowiednio na 20, 30, 100, 200,

300, 450, 500, 550 i 600 metrze wybiegu ściany. Pierwsze badanie w poszczególnych otworach

wykonane zostało w odległości 12, 42, 58, 124, 224, 65, 115, 112 i 144 metrów przed frontem

ściany. Otwory, w których zaobserwowano szczeliny, przedstawiono na rysunku 10.2. Podobnie

jak w przypadku chodnika podścianowego większość szczelin o rozwarciu poniżej 0,005 m

odnotowano powyżej strefy skotwionej kotwami o długości 2,7 m. Szczelinę o rozwarciu powyżej

0,005 m zaobserwowano w otworze wykonanym na stanowisku pomiarowym 7,5’ (rys. 10.2c),

wziernikowanie wykonano 112 metrów przed frontem ściany. Szczelina znajdowała się

w odległości około 0,3 m od stropu wyrobiska, a jej rozwarcie wynosiło 0,02 m.

Badanie wszystkich otworów endoskopowych odbywało się sukcesywnie wraz z postępem

ściany. Wyniki jednoznacznie pokazały, jak ważne jest wykonanie wzmocnienia w odpowiedniej

odległości od frontu ściany w warunków geologiczno‐górniczych konkretnego pola ścianowego.

W późniejszych badaniach endoskopowych nie odnotowano zwiększonej liczby szczelin.

Jeśli pojawiały się nowe, to te wcześniej zarejestrowane ulegały zamknięciu. Powodem tego

zjawiska jest falowy charakter ciśnienia eksploatacyjnego (Kłeczek, 1994), co potwierdzają wyniki

pomiarów propagacji rozwarcia szczelin skał stropowych przedstawione w dalszej części pracy.

Z analizy obserwacji wynika, że odległość wykonywania wzmocnienia od czoła ściany

w warunkach ściany 1/VI nie powinna być mniejsza od 150 m.



Rys. 10.2. Lokalizacja szczelin w skałach stropowych przed frontem ściany 1/VI: a) stanowisko pomiarowe nr

6,5’(pomiar w odległości 65 m od czoła ściany); b) stanowisko pomiarowe nr 7’ (pomiar w odległości 115 m od czoła ściany); c) stanowisko pomiarowe nr 7,5’ (pomiar w odległości 112 m od czoła ściany); d) stanowisko pomiarowe nr 8’ (pomiar w odległości 144 m od czoła ściany)

10.1.2. Rozwójrozwarstwieńskałstropowychwczasie

Jednocześnie z badaniami endoskopowymi wykonywane były pomiary rozwarstwień skał

stropowych. Rozwarstwieniomierze wielopunktowe zainstalowane zostały na stanowiskach

pomiarowych podstawowych w obydwu chodnikach przyścianowych.

Przykładowe wyniki pomiarów zilustrowano na rysunkach 10.3÷10.6 dla chodnika

nadścianowego natomiast na rysunku 10.7÷10.9 dla chodnika podścianowego.

a) b)

d)c)



-20

-10

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

110

120

130

140

150

160

170

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 180 190 200 210 220 230

Suma rozwarstwienna kolejnym metrze otworu badawczego [mm]

Odleglosc od czola sciany (przed frontem eksploatacji) [m]

Rozwarstwienie na dl. 0,5 m Rozwarstwienie na dl. 1 m Rozwarstwienie na dl. 2 m Rozwarstwienie na dl. 3 m

Rozwarstwienie na dl. 4 m Rozwarstwienie na dl. 5 m Rozwarstwienie na dl. 6 m

Czolo sciany

Rys. 10.3. Przykład przyrostu rozwarcia szczelin skał stropowych w chodniku nadścianowym (stanowisko pomiarowe nr 4’)

-20

-10

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

110

120

130

140

150

160

170

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 180 190 200 210 220 230

Suma rozwarstwienna kolejnym metrze otworu badawczego [mm]


Rozwarstwienie na dl. 0,5 m Rozwarstwienie na dl. 1 m Rozwarstwienie na dl. 2 m Rozwarstwienie na dl. 3 m

Rozwarstwienie na dl. 4 m Rozwarstwienie na dl. 5 m Rozwarstwienie na dl. 6 m

Czolo sciany

Rys. 10.4. Przykład przyrostu rozwarcia szczelin skał stropowych w chodniku nadścianowym (stanowisko pomiarowe

nr 5’)



-20

-10

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

110

120

130

140

150

160

170

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 180 190 200 210 220 230

Su

ma

rozw

arst

wień

na

ko

lejn

ym m

etr

ze o

two

ru b

ad

aw

cze

go

[mm

]

Odległość od czołą ściany (przed frontem eksploatacji) [m]

Rozwarstwienie na dł. 0,5 m Rozwarstwienie na dł. 1 m Rozwarstwienie na dł. 2 m Rozwarstwienie na dł. 3 m

Rozwarstwienie na dł. 4 m Rozwarstwienie na dł. 5 m Rozwarstwienie na dł. 6 m

Czoło ścian

y


nr 9’)

-20

-10

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

110

120

130

140

150

160

170

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 180 190 200 210 220 230

Su

ma

rozw

arst

wień

na

ko

lejn

ym m

etr

ze o

two

ru b

ad

aw

cze

go

[mm

]

Odległość od czołą ściany (przed frontem ściany) [m]

Rozwarstwienie na dł. 0,5 m Rozwarstwienie na dł. 1 m Rozwarstwienie na dł. 2 m Rozwarstwienie na dł. 3 m

Rozwarstwienie na dł. 4 m Rozwarstwienie na dł. 5 m Rozwarstwienie na dł. 6 m

Czoło ścian

y


nr 11’)



-5

0

5

10

15

20

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130

Su

ma

rozw

arst

wień

na

ko

lejn

ym m

etr

ze o

two

ru b

ad

aw

cze

go

[mm

]

Odległość od czoła ściany (przed frontem eksploatacji) [m]

Rozwarstwienie na dł. 0,5[m] Rozwarstwienie na dł. 1[m] Rozwarstwienie na dł. 2[m] Rozwarstwienie na dł. 3[m]

Rozwarstwienie na dł. 4[m] Rozwarstwienie na dł. 5[m] Rozwarstwienie na dł. 6[m]

Czoło ścian

y

Rys. 10.7. Przykład przyrostu rozwarcia szczelin skał stropowych w chodniku podścianowym (stanowisko pomiarowe nr 3)

-5

0

5

10

15

20

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130

Su

ma

rozw

arst

wień

na

kol

ejn

ym m

etr

ze o

two

ru b

ada

wcz

ego

[m

m]

Odległość od czoła ściany [m]

Rozwarstwienie na dł. 0,5[m] Rozwarstwienie na dł. 1[m] Rozwarstwienie na dł. 2[m]

Rozwarstwienie na dł. 3[m] Rozwarstwienie na dł. 4[m] Rozwarstwienie na dł. 6[m]

Czoło ścian

y

Rys. 10.8. Przykład przyrostu rozwarcia szczelin skał stropowych w chodniku podścianowym (stanowisko pomiarowe

nr 7)



-5

0

5

10

15

20

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 160 170 180 190 200

Su

ma

rozw

arst

wień

na

kol

ejn

ym m

etr

ze o

two

ru b

ada

wcz

ego

[mm

]


Rozwarstwienie na dł. 6[m] Rozwarstwienie na dł. 5[m] Rozwarstwienie na dł. 4[m] Rozwarstwienie na dł. 3[m]

Rozwarstwienie na dł. 2[m] Rozwarstwienie na dł. 1[m] Rozwarstwienie na dł. 0,5[m]

Czoło ścian

y

Rys. 10.9 Przykład przyrostu rozwarcia szczelin skał stropowych w chodniku podścianowym na stanowisku pomiarowym nr 6

W trakcie eksploatacji przed frontem ściany powstają naprężenia górotworu związane

z ciśnieniem eksploatacyjnym. W wyniku tego ciśnienia i uwarstwienia skał stropowych dochodzi

do ruchów warstw skalnych (Drzewiecki, 2004). Z uwagi na przemieszczenie się względem siebie

warstw skalnych oraz falowy charakter ciśnienia eksploatacyjnego (Kłeczek, 1994) wyróżnia się

trzy charakterystyczne strefy przyrostu rozwarcia szczelin:

I strefa charakteryzuje się zmiennością (przyrosty i spadki) wartości sumarycznego rozwarcia

szczelin na długości otworu badawczego. Najlepiej charakter tej zmienności obserwuje się

w otworach w których pomiary wykonywano z większą częstotliwością i rozpoczęto je

w większej odległości od czoła ściany (rys. 10.4). W wyniku oddziaływania ciśnienia

eksploatacyjnego o niewielkiej wartości dochodzi do zmniejszenia lub zwiększenia się

rozwarcia szczelin oraz do odkształceń sprężystych górotworu. Sumaryczna wartość

rozwarcia na długości całego otworu badawczego (6 m) powinna być wartością maksymalną.

I tak jest rzeczywiście w przypadku pomiarów tuż przed frontem ściany. W przypadku

pomiarów w odległości do około 100 m od czoła ściany prawidłowość ta nie jest

obserwowana. Wartości sumarycznego rozwarcia na kolejnych metrach długości otworu

badawczego wzrastają, następnie maleją, aby ponownie wzrosnąć. Wartości przyrostów

i spadków rozwarcia wahają się od kilku do kilkunastu milimetrów.

II strefa znajduje się pomiędzy 100 a 50 metrem przed czołem ściany. W strefie tej obserwuje

się ustabilizowanie górotworu, tzn. dochodzi do powolnego przyrostu rozwarcia szczelin,



a górotwór z zakresu odkształceń sprężystych przechodzi powoli w zakres odkształceń

plastycznych. Przyrosty rozwarcia są niewielkie i wynoszą kilka milimetrów.

III strefa rozpoczyna się od około 50 m przed czołem ściany. W strefie tej obserwuje się

gwałtowny przyrost rozwarcia szczelin wraz ze wzrostem głębokości otworów. Przyrost ten

spowodowany jest utratą spójności pomiędzy poszczególnymi warstwami skał stropowych.

Wielkość sumarycznego rozwarcia szczelin na długości całego otworu waha się od

kilkudziesięciu do kilkuset milimetrów i jest uzależniona od lokalnych warunków

geologicznych oraz technologii wzmocnienia wyrobisk przed frontem ściany.

W chodniku podścianowym z uwagi na jego odmienny sposób wzmocnienia przed frontem

ściany nie obserwuje się tak dużych przyrostów rozwarcia szczelin. Wyjątek stanowią odcinki

wyrobiska o bardzo dobrych warunkach stropowych (Rcśr > 40 MPa), gdzie obserwuje się przyrost

rozwarcia, podobnie jak w strefie pierwszej lub drugiej, praktycznie do samego czoła ściany

(rys. 10.8, 10.9). Na stanowisku pomiarowym nr 6 utrzymano otwór endoskopowy do około

50 metra za czołem ściany.

Największe sumaryczne rozwarcie szczelin otrzymano na stanowisku nr 11’ znajdującym się na

900 metrze wybiegu ściany, gdzie wynosiło ono w całym 6‐metrowym pakiecie skał 0,165 m.

10.1.3. Charakterystykazmiennościzsuwuelementówobudowychodnikowej

Zsuwy elementów obudowy mierzone były na wszystkich stanowiskach pomiarowych

w odniesieniu do trzech typów odrzwi obudowy na obydwu ociosach wyrobisk przyścianowych.

W przypadku obudowy sześcioelementowej ŁPSC V36/12S i V36/11S zsuw mierzony był pomiędzy

łukiem ociosowym a łukiem ociosowo‐stropnicowym oraz pomiędzy łukiem ociosowym

a elementem przyspągowym obudowy. Natomiast w przypadku obudowy pięcioelementowej

ŁPSC V36/12 zabudowanej w chodniku podścianowym od 650 metra wybiegu ściany zsuw

mierzony był pomiędzy łukiem ociosowym a łukiem ociosowo‐stropnicowym. Znaczniki w ramach

stanowisk pomiarowych zakładano w odległości od 200 m do 400 m przed czołem ściany.

Przykładowe wyniki pomiarów dotyczące obudowy sześcioelementowej i pięcioelementowej

w chodnikach przyścianowych przedstawiono na rysunkach 10.10÷10.13. Wykonano jednorazowo

12 odczytów przemieszczeń elementów obudowy sześcioelementowej, a w przypadku obudowy

pięcioelementowej liczba odczytów była dwa razy mniejsza.



-140

-130

-120

-110

-100

-90

-80

-70

-60

-50

-40

-30

-20

-10

0

100 25 50 75 100 125 150 175 200 225 250 275 300

Zsuw [mm]

Odleglosc od czola sciany (przed frontem sciany) [m]

Lewy ocios. Prostka ociosowa-luk ociosowy (odrzwie nr 1) Prawy ocios. Prostka ociosowa-luk ociosowy (odrzwie nr 1)Lewy ocios. Prostka ociosowa-luk ociosowy (odrzwie nr 2) Prawy ocios. Prostka ociosowa-luk ociosowy (odrzwie nr 2)Lewy ocios. Prostka ociosowa-luk ociosowy (odrzwie nr 3) Prawy ocios. Prostka ociosowa-luk ociosowy (odrzwie nr 3)Lewy ocios. Luk ocioswy-luk ociosowy (odrzwie nr 1) Prawy ocios. Luk ociosowy-luk ociosowy (odrzwie nr 1)Lewy ocios. Luk ociosowy-luk ociosowy (odrzwie nr 2) Prawy ocios. Luk ociosowy-luk ociosowy (odrzwie nr 2)Lewy ocios. Luk ociosowy-luk ociosowy (odrzwie nr3) Prawy ocios. Luk ociosowy-luk ociosowy (odrzwie nr3)

Z

Z

Czolo sciany

Rys. 10.10. Przykład przemieszczeń elementów obudowy w chodniku podścianowym (stanowisko pomiarowe nr 5,5)

-140

-130

-120

-110

-100

-90

-80

-70

-60

-50

-40

-30

-20

-10

0

100 25 50 75 100 125 150 175 200 225 250 275 300

Zsu

w [m

m]

Odległość od czoła ściany (przed frontem ściany) [m]

Lewy ocios. Łuk ocioswy-łuk ociosowy (odrzwie nr 1) Prawy ocios. Łuk ociosowy-łuk ociosowy (odrzwie nr 1)

Lewy ocios. Łuk ociosowy-łuk ociosowy (odrzwie nr 2) Prawy ocios. Łuk ociosowy-łuk ociosowy (odrzwie nr 2)

Lewy ocios. Łuk ociosowy-łuk ociosowy (odrzwie nr 3) Prawy ocios. Łuk ociosowy-łuk ociosowy (odrzwie nr 3)

Z

Czoło ściany

Rys. 10.11. Przykład przemieszczeń elementów obudowy w chodniku podścianowym (stanowisko pomiarowe nr 11)



-140

-130

-120

-110

-100

-90

-80

-70

-60

-50

-40

-30

-20

-10

0

100 25 50 75 100 125 150 175 200 225 250 275 300

Zsu

w [m

m]

Odległość od czoła ściany (przed frontem ściany) [m]

Lewy ocios. Prostka ociosowa-łuk ociosowy (odrzwie nr 1) Prawy ocios. Prostka ociosowa-łuk ociosowy (odrzwie nr 1)Lewy ocios. Prostka ociosowa-łuk ociosowy (odrzwie nr 2) Prawy ocios. Prostka ociosowa-łuk ociosowy (odrzwie nr 2)Lewy ocios. Prostka ociosowa-łuk ociosowy (odrzwie nr 3) Prawy ocios. Prostka ociosowa-łuk ociosowy (odrzwie nr 3)Lewy ocios. Łuk ocioswy-łuk ociosowy (odrzwie nr 1) Prawy ocios. Łuk ociosowy-łuk ociosowy (odrzwie nr 1)Lewy ocios. Łuk ociosowy-łuk ociosowy (odrzwie nr 2) Prawy ocios. Łuk ociosowy-łuk ociosowy (odrzwie nr 2)Lewy ocios. Łuk ociosowy-łuk ociosowy (odrzwie nr 3) Prawy ocios. Łuk ociosowy-łuk ociosowy (odrzwie nr 3)

Z

ZCzoło ściany

Rys. 10.12. Przykład przemieszczeń elementów obudowy w chodniku nadścianowym (stanowisko pomiarowe nr 5,5’)

-140

-130

-120

-110

-100

-90

-80

-70

-60

-50

-40

-30

-20

-10

0

100 25 50 75 100 125 150 175 200 225 250 275 300

Zsu

w [m

m]


Lewy ocios. Prostka ociosowa-łuk ociosowy (odrzwie nr 1) Prawy ocios. Prostka ociosowa-łuk ociosowy (odrzwie nr 1)Lewy ocios. Prostka ociosowa-łuk ociosowy (odrzwie nr 2) Prawy ocios. Prostka ociosowa-łuk ociosowy (odrzwie nr 2)Lewy ocios. Prostka ociosowa-łuk ociosowy (odrzwie nr 3) Prawy ocios. Prostka ociosowa-łuk ociosowy (odrzwie nr 3)Lewy ocios. Łuk ocioswy-łuk ociosowy (odrzwie nr 1) Prawy ocios. Łuk ociosowy-łuk ociosowy (odrzwie nr 1)Lewy ocios. Łuk ociosowy-łuk ociosowy (odrzwie nr 2) Prawy ocios. Łuk ociosowy-łuk ociosowy (odrzwie nr 2)Lewy ocios. Łuk ociosowy-łuk ociosowy (odrzwie nr 3) Prawy ocios. Łuk ociosowy-łuk ociosowy (odrzwie nr 3)

Z

Z

Czoło ściany

Rys. 10.13. Przykład przemieszczeń elementów obudowy w chodniku nadścianowym (stanowisko pomiarowe nr 11’)



Z pomiarów wynika, że ani w chodniku podścianowym, ani nadścianowym nie zachodziły

zsuwy od strony calizny węglowej (pole ścianowe 2/VI). Otrzymane wyniki pomiarów wykazują na

niektórych stanowiskach pomiarowych zsuw odrzwi o kilka milimetrów. Natomiast na ociosie od

strony ściany I/VI w obydwu chodnikach zsuwy były rejestrowane na każdym ze stanowisk

pomiarowych. W trakcie analizy pomiarów zsuwów zauważono zwiększanie się odległości

pomiędzy mierzonymi znacznikami (rys. 10.10÷10.12). Powodem tego zjawiska było ciśnienie

poziome działające na obudowę i wywołujące odkształcenia plastyczne jej elementów. Największe

przyrosty zsuwów obudowy zmierzono na odcinku od 900 do 1300 metra wybiegu ściany

i wynosiły one w chodniku podścianowym około 0,16 m, a w chodniku nadścianowym około

0,07 m. Pierwsze zmierzone zsuwy obudowy pojawiały się w odległości około 170 metrów przed

czołem ściany w chodniku nadścianowym i 250 metrów dla podścianowego. Z obserwacji

obudowy przed czołem ściany wynika, że obudowa sześcioelementowa, a raczej jej elementy,

w wyniku zsuwu współpracują ze sobą lepiej niż elementy obudowy pięcioelementowej.

W odległości około 20÷25 metrów przed czołem ściany strzemiona dwujarzmowe łączące łuk

ociosowy z łukiem stropnicowo‐ociosowym ulegały zniszczeniu.

10.1.4. PrzebiegzmiennościkonwergencjiwyrobiskwświetleobudowyPomiary zmian wysokości i szerokości wyrobiska w świetle obudowy prowadzono na

wszystkich stanowiskach pomiarowych. Pierwsze pomiary w poszczególnych stanowiskach

pomiarowych wykonano w odległości od 200 m do 600 m przed czołem ściany. Z przyczyn

techniczno‐ruchowych w pewnych odległościach od czoła ściany nie było możliwości prowadzenia

pomiarów. W chodniku nadścianowym barierę stanowił pociąg aparaturowy oraz urządzenie

klimatyzacyjne zamontowane około 25 metrów przed czołem ściany. W chodniku podścianowym

barierę stanowił przenośnik taśmowy, układ przekładkowy oraz stacja najazdowa przenośnika

zgrzebłowego podścianowego (od 30 metra przed czołem ściany). Układ przekładkowy z uwagi na

swą konstrukcję niszczył spąg i pomiar na ostatnich metrach wyrobiska byłby zafałszowany.

Przed samymi skrzyżowaniami wyrobiska ścianowego z chodnikami przyścianowymi pracowały

spągoładowarki, które również niszczyły spąg w wyniku jego pobierki. Z uwagi na bardzo dużą

ilość danych ograniczono się do zaprezentowania wyników pomiarów głównie ze stanowisk

podstawowych (rys. 10.14÷10.17).



2800

2900

3000

3100

3200

3300

3400

3500

3600

3700

3800

3900

4000

4100

4200

4300

4400

4500

4600

4700

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500

Wysokosc wyrobiska [mm]


Stanowisko pomiarowe nr 5 Stanowisko pomiarowe nr 6 Stanowisko pomiarowe nr 7



Stanowisko pomiarowe nr 15

H

Czolo sciany

Rys. 10.14. Wysokość wyrobiska przed frontem eksploatacji (chodnik podścianowy)

2800

2900

3000

3100

3200

3300

3400

3500

3600

3700

3800

3900

4000

4100

4200

4300

4400

4500

4600

4700

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500

Wys

okość

wyr

ob

iska

[mm

]

Odległość od czoła ściany (przed frontem eksploatacji) [m]

Stanowisko pomiarowe nr 3' Stanowisko pomiarowe nr 6,5' Stanowisko pomiarowe nr 11' Stanowisko pomiarowe nr 14'

Stanowisko pomiarowe nr 4' Stanowisko pomiarowe nr 9' Stanowisko pomiarowe nr 12' Stanowisko pomiarowe nr 15'

Stanowisko pomiarowe nr 5' Stanowisko pomiarowe nr 10' Stanowisko pomiarowe nr 13'

H

Czoło ściany

Rys. 10.15. Wysokość wyrobiska przed frontem eksploatacji (chodnik nadścianowy)



4800

4900

5000

5100

5200

5300

5400

5500

5600

5700

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500

Szerokosc wyrobiska [mm]






L

Czolo sciany

Rys. 10.16. Szerokość wyrobiska (chodnik podścianowy)

4800

4900

5000

5100

5200

5300

5400

5500

5600

5700

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500

Szerokosc wyrobiska [mm]


Stanowisko pomiarowe nr 3' Stanowisko pomiarowe nr 6,5' Stanowisko pomiarowe nr 11' Stanowisko pomiarowe nr 14'

Stanowisko pomiarowe nr 4' Stanowisko pomiarowe nr 9' Stanowisko pomiarowe nr 12' Stanowisko pomiarowe nr 15'

Stanowisko pomiarowe nr 5' Stanowisko pomiarowe nr 10' Stanowisko pomiarowe nr 13'

Czolo sciany

L

Rys. 10.17. Szerokość wyrobiska (chodnik nadścianowy)



Otrzymane wyniki wskazują, że intensywność zmiany konwergencji poziomej i pionowej

wyrobisk zależy od odległości stanowiska pomiarowego od czoła ściany. W chodniku

nadścianowym w odległości ponad 120 m od czoła ściany konwergencja pionowa kpi zmienia się

w bardzo małym zakresie (około 0,1 m). Pomiędzy 120 a 50 metrem kpi zmniejsza się o kolejne

0,3 m, w odległości poniżej 50 m od czoła ściany zmiana jest najbardziej intensywna, a jej średnia

wartość wynosi około 0,5 m. Z wyżej wymienionych powodów brak jest wyników pomiarów

pomiędzy 30 a 0 metrem przed czołem ściany w chodniku podścianowym. Jednakże można

zaobserwować, iż wartość konwergencji pionowej wyrobiska pomiędzy 120 a 50 metrem przed

czołem ściany jest na tym samym poziomie co pomiędzy 50 a 0 metrem w chodniku

nadścianowym. Wpływ przemieszczającego się frontu ściany, a tym samym fali ciśnień ujawnia się

wcześniej większą wartością konwergencji pionowej w chodniku podścianowym. Wartości zmiany

konwergencji poziomej kpz wyrobisk zależą w głównej mierze od wielkości wyciskania spągu.

Im większa wartość kpi tym konwergencja kpz jest mniejsza. Największe wartości konwergencji

poziomej zmierzono w odległości od 50 do 0 metrów przed czołem ściany oraz na odcinku od

początku czoła ściany do miejsca dokonywania pobierki spągu w chodniku podścianowym. Średnia

zmiana kpz wyrobisk wynosiła około 0,2 m. Należy pamiętać, że szerokość mierzona była mniej

więcej w połowie wysokości wyrobiska i przyrost zaciskania nie był tak duży jak w części

przyspągowej po dokonaniu pobierki.

Analiza rysunków 10.14÷10.17 wskazuje, że najbardziej odbiegają od średnich wartości

mierzone na stanowiskach pomiarowych nr 11 i 11’ zlokalizowanych na 900 metrze wybiegu

ściany. Rysunki te obrazują wpływ pobierki spągu na zmianę konwergencji poziomej wyrobiska

oraz różnicę w intensywności przyrostu kpi wyrobisk przyścianowych w zależności od odległości

przed frontem ściany.

10.1.5. Analizawynikówpomiarówinsitu

W efekcie wstępnej analizy wyników pomiarów stwierdzono każdorazowo zmianę wielkości

mierzonych parametrów w zależności od odległości przed frontem ściany. Z tego powodu

podzielono strefę przed frontem ściany na:

odcinek nr 1 – powyżej 120 metrze od czoła ściany,

odcinek nr 2 – pomiędzy 120 a 70 metrze od czoła ściany,

odcinek nr 3 – pomiędzy 70 a 30 metrze od czoła ściany,

odcinek nr 4 – pomiędzy 30 a 0 metrze wybiegu ściany.



-10

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

110

120

130

140

150

160

170

2900

3100

3300

3500

3700

3900

4100

4300

4500

4700

4900

5100

5300

5500

5700

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 1100 1200 1300 1400 1500 1600 1700

Roz

war

stw

ieni

e [m

m]

Wys

okość/

szer

okość

[mm

]

Wybieg ściany [m]

Wysokość wyrobiska Szerokość wyrobiska Rozwarstwienie 6-cio metrowego pakietu skał stropowych

Rys. 10.18. Wartości maksymalne wysokości, szerokości i rozwarstwień w pakiecie 6‐metrowym skał stropowych chodnika nadścianowego w odległości >120 m od frontu eksploatacji

-10

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

110

120

130

140

150

160

170

2900

3100

3300

3500

3700

3900

4100

4300

4500

4700

4900

5100

5300

5500

5700

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 1100 1200 1300 1400 1500 1600 1700

Roz

war

stw

ieni

e [m

m]

Wys

okość/

szer

okość

[mm

]

Wybieg ściany [m]


Rys. 10.19. Wartości maksymalne wysokości, szerokości i rozwarstwień w pakiecie 6‐metrowym skał stropowych chodnika nadścianowego w odległości 70÷120 m od frontu eksploatacji



-10

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

110

120

130

140

150

160

170

2900

3100

3300

3500

3700

3900

4100

4300

4500

4700

4900

5100

5300

5500

5700

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 1100 1200 1300 1400 1500 1600 1700

Roz

war

stw

ieni

e [m

m]

Wys

okość/

szer

okość

[mm

]

Wybieg ściany [m]



-10

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

110

120

130

140

150

160

170

2900

3100

3300

3500

3700

3900

4100

4300

4500

4700

4900

5100

5300

5500

5700

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 1100 1200 1300 1400 1500 1600 1700

Roz

war

stw

ieni

e [m

m]

Wys

okość/

szer

okość

[mm

]

Wybieg ściany [m]





Spośród wyników pomiarów przeprowadzono w poszczególnych odcinkach przed frontem

ściany wybrano te o skrajnych wartościach, informujące o deformacji wyrobisk chodnikowych.

Do analizy deformacji posłużono się parametrami konwergencji kpi i kpz oraz rozwarstwienia skał

stropowych w pakiecie 6‐metrowym. Na rysunkach 10.18÷10.21 pokazano zmianę parametrów

mierzonych w chodniku nadścianowym wzdłuż wybiegu ściany z podziałem na poszczególne

odcinki. Na pierwszych dwóch odcinkach różnica wartości maksymalnych jest prawie

niezauważalna. Zmiany wysokości wyrobiska wynosi około 0,05 m, praktycznie nie zanotowano

zmian rozwarstwień, natomiast szerokość wyrobiska zmieniła się o około 0,02 m. Dopiero po

porównaniu drugiego odcinka z trzecim i trzeciego z czwartym można zauważyć przyrosty

konwergencji pionowej rzędu od kilkunastu do kilkudziesięciu, a nawet kilkuset centymetrów

w zależności od stanowiska pomiarowego. Szerokość wyrobiska zmienia się w mniejszym zakresie,

różnica przyrostów na pierwszym i drugim odcinku jest prawie niezauważalna, a na trzecim

i czwartym przyrosty wynoszą od 0,05 m do około 0,1 m. Porównując wysokość wyrobiska

z przyrostami rozwarstwień skał stropowych można zauważyć, że wraz ze wzrostem rozwarstwień

zmniejsza się wysokość wyrobiska.

Należy zwrócić uwagę na fakt, że na stanowisku nr 11’ wartości zmierzonych parametrów

znacznie odbiegają od zanotowanych na pozostałych stanowiskach pomiarowych. Przykładowo

konwergencja pionowa w odległości 0÷30 m przed czołem ściany jest większa niż na pozostałych

stanowisko o około 0,6 m, a rozwarstwienie skał w pakiecie 6‐metrowym o 0,1 m.

Potwierdza się, iż w chodniku podścianowym z przyrostem konwergencji pionowej wzrastają

wartości rozwarstwień skał stropowych. Jednakże zauważalny ich wzrost odnotowuje się,

porównując dwa pierwsze odcinki. Otrzymane wartości pomiarów konwergencji pionowej

w odcinku drugim są niemal takie same jak zmierzone w chodniku nadścianowym dla ostatniego

rozpatrywanego odcinka. Rozwój rozwarstwień skał stropowych nie jest tak intensywny jak

w chodnika nadścianowym z powodu zastosowanego wzmocnienia chodnika przed frontem

ściany. Analiza wyników pozwala również wyróżnić charakterystyczne stanowiska pomiarowe

(nr 10, 11 i 13), gdzie wartość konwergencji pionowej była o około 0,8 m większa w stosunku do

pozostałych stanowisk. Zestawienie parametrów przedstawiają rysunki 10.22÷10.25.



-10

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

110

120

130

140

150

160

2900

3100

3300

3500

3700

3900

4100

4300

4500

4700

4900

5100

5300

5500

5700

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 1100 1200 1300 1400 1500 1600 1700

Roz

war

stw

ieni

e [m

m]

Wys

okość/

szer

okość

[mm

]

Wybieg ściany [m]


Rys. 10.22. Wartości maksymalne wysokości, szerokości i rozwarstwień w pakiecie 6‐metrowym skał stropowych chodnika podścianowego w odległości >120 m od frontu eksploatacji

-10

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

110

120

130

140

150

160

2900

3100

3300

3500

3700

3900

4100

4300

4500

4700

4900

5100

5300

5500

5700

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 1100 1200 1300 1400 1500 1600 1700

Roz

war

stw

ieni

e [m

m]

Wys

okość/

szer

okość

[mm

]

Wybieg ściany [m]


Rys. 10.23. Wartości maksymalne wysokości, szerokości i rozwarstwień w pakiecie 6‐metrowym skał stropowych chodnika podścianowego w odległości 70÷120 m od frontu eksploatacji



-10

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

110

120

130

140

150

160

2900

3100

3300

3500

3700

3900

4100

4300

4500

4700

4900

5100

5300

5500

5700

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 1100 1200 1300 1400 1500 1600 1700

Roz

war

stw

ieni

e [m

m]

Wys

okość/

szer

okość

[mm

]

Wybieg ściany [m]Wysokość wyrobiska Szerokość wyrobiska Rozwarstwienie 6-cio metrowego pakietu skał stropowych

Rys. 10.24. Wartości maksymalne wysokości, szerokości i rozwarstwień w pakiecie 6‐metrowym skał stropowych

chodnika podścianowego w odległości 30÷70 m od frontu eksploatacji

-10

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

110

120

130

140

150

160

2900

3100

3300

3500

3700

3900

4100

4300

4500

4700

4900

5100

5300

5500

5700

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 1100 1200 1300 1400 1500 1600 1700

Roz

war

stw

ieni

e [m

m]

Wys

okość/

szer

okość

wyr

obis

ka [

mm

]

Wybieg ściany [m]Wysokość wyrobiska Szerokość wyrobiska Rozwarstwienie 6-cio metrowego pakietu skał stropowych

Rys. 10.25. Wartości maksymalne wysokości, szerokości i rozwarstwień w pakiecie 6‐metrowym skał stropowych chodnika podścianowego w odległości 0÷30 m od frontu eksploatacji



Na podstawie doświadczeń stwierdzono, że najbardziej charakterystycznym parametrem

ukazującym deformacje wyrobisk przed frontem ściany jest konwergencja pionowa kpi. Zawężono

również strefę pomiarów przed frontem ściany do odcinka od 90÷110 w chodniku podścianowym

oraz od 30÷50 m w chodniku nadścianowym (rys. 10.26).

0

200

400

600

800

1000

1200

1400

1600

1800

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 1100 1200 1300 1400 1500 1600 1700

Konwergencja pionowa, kpi[mm]

Wybieg sciany [m]

Konwergencja pionowa chodnika podscianowego [mm] w odleglosci 90 110 m przed frontem sciany

Konwergencja pionowa chodnika nadscianowego [mm] w odleglosci 30 50 m przed frontem sciany

30÷50 m

90÷110 m

Rys. 10.26. Porównanie konwergencji pionowej chodników przyścianowych

Wykres ukazuje, że prędkość narastania konwergencji w chodnikach jest taka sama jednak dla

różnych odległości przed frontem ściany. W chodniku podścianowym wcześniej jesteśmy w stanie

stwierdzić oddziaływanie ciśnienia eksploatacyjnego niż w chodniku nadścianowym. Wykazana

odległość około 100 m przed czołem ściany pozwala w razie pojawienia się wzmożonych

deformacji wyrobiska na podjęcie działań profilaktycznych. Oczywiście odległość 50 m również

powinna być wystarczająca, jednak biorąc pod uwagę średnie postępy ściany (vśr≈ 12m/dobę),

należy stwierdzić, że czas działania jest bardzo ograniczony i może się okazać zbyt krótki.

Na rysunku 10.26 widać wzrost konwergencji pionowej wzdłuż wybiegu ściany. Jej przebieg ma

trend wzrastający aż do 900 metra wybiegu ściany. Powyżej punktu pomiarowego 11 i 11’ (900

metr wybiegu ściany) prowadzone pomiary nie były tak intensywnie jak w pierwszej części,

dlatego pominięto wyniki odnoszące się do chodnika nadścianowego, a w przypadku

podścianowego przedstawiono tylko wyniki pięciu punktów pomiarowych o wystarczającej ilości

danych. Dla rozróżnienia dalszą część przebiegu kpi oznaczono linią przerywaną. Po zakończeniu



eksploatacji w polu ścianowym 1/VI wiemy, że na odcinku od stanowiska 11 do stanowiska 15

doszło do ujawnienia się wzmożonych deformacji wyrobiska powodujących znaczną zmianę

wysokości chodnika przed frontem ściany. Skutkiem pojawienia się wzmożonych ciśnień przed

frontem ściany były deformacje wyrobiska i obudowy za frontem ściany, co zostanie

przedstawione w dalszej części pracy.

Pojawienie się wzmożonych deformacji było spowodowane nałożeniem się na siebie dwóch

czynników. Jednym z nich był zwiększający się postęp dobowy ściany v, a drugim zmienne warunki

stropowe. Na rysunku 10.27 porównano wzrost konwergencji pionowej wyrobisk ze średnim

postępem ściany w metrach na dobę. Średni postęp został wyliczony z postępów uzyskanych

w ciągu siedmiu dni poprzedzających pomiar na stanowiskach pomiarowych (chodnik

podścianowy stanowiska: 4, 7, 9, 10, 11, 12 i 18, chodnik nadścianowy stanowiska: 4’, 7’, 9’, 10’

i 11’). Przeprowadzone porównanie potwierdza negatywny wpływ zwiększania postępu ściany na

deformację wyrobisk przyścianowych, a co za tym idzie‐ na zwiększanie wartości ciśnienia

eksploatacyjnego (Biliński, 2005). Wpływ zmieniających się warunków stropowych na deformację

wyrobisk zostanie przedstawiony w dalszej części pracy.

6

7

8

9

10

11

12

13

14

15

16

17

0

200

400

600

800

1000

1200

1400

1600

1800

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 1100 1200 1300 1400 1500 1600 1700

Sredni postep sciany, vsr[m/dobe]

Konwergencja pionowa, kpi[mm]

Wybieg sciany [m]

Konwergencja pionowa chodnika podscianowego [mm] w odleglosci 90 110 m przed frontem sciany

Konwergencja pionowa chodnika nadscianowego [mm] w odleglosci 30 50 m przed frontem sciany

Sredni postep sciany z tygodnia poprzedzajacego pomiar [m/dobe]

30÷50 m

90÷110 m

Rys. 10.27. Zależność wzrostu konwergencji pionowej od postępu ściany



10.2. Wyniki badań na stanowiskach pomiarowych w chodniku

podścianowymzafrontemściany

10.2.1. Charakterystykazmiennościzsuwuelementówobudowychodnikowej

Za frontem ściany w utrzymywanym chodniku podścianowym pomiar zsuwu był

kontynuowany na wszystkich podstawowych stanowiskach pomiarowych. Od strony zawału za

wyrobiskiem ścianowym (lewy ocios) bazy pomiarowe na obudowie zostały naniesione od nowa

z powodu demontażu łuków ociosowych przed frontem ściany. Po stronie prawej wyrobiska od

calizny węglowej pomiar prowadzono z wykorzystaniem istniejących baz pomiarowych.

W utrzymywanym wyrobisku (od strony zawału) pozostawało wypiętrzenie spągu zbudowane

z luźnego materiału (węgiel ze skałami spągowymi). Wypiętrzenie uniemożliwiało zabudowę

elementów przyspągowych obudowy sześcioelementowej, co w konsekwencji wyeliminowało

pomiar zsuwu pomiędzy tym elementem a łukiem ociosowym.

W części chodnika z obudową sześcioelementową (do 650 mb wybiegu ściany) przyrosty

zsuwu w stosunku do pozostałej części (powyżej 650 mb) były o około 50% mniejsze (rys. 10.28).

Od strony calizny węglowej zsuwy w przypadku obudowy sześcioelementowej wynosił średnio

0,015 m w bazie pomiarowej element przyspągowy obudowy‐łuk ociosowy, dla bazy pomiarowej

łuk ociosowy‐łuk ociosowo‐stropnicowy około 0,12 m. Od strony zawału zsuw był mniejszy

o około 87% i wynosił w przybliżeniu 0,015 m.

W przypadku obudowy pięcioelementowej od strony calizny średni zsuw wynosił około 0,4 m

i był większy od zsuwu od strony zawału o około 65% (średni zsuw od strony zawału 0,14 m

rys. 10.29).



-500

-460

-420

-380

-340

-300

-260

-220

-180

-140

-100

-60

-20

20-1400-1300-1200-1100-1000-900-800-700-600-500-400-300-200-1000

Zsu

w [m

m]

Odległość od czoła ściany (za frontem eksploatacji) [m]

Lewy ocios. Łuk ocioswy-łuk ociosowy (odrzwia nr 1) Prawy ocios. Łuk ociosowy-łuk ociosowy (odrzwia nr 1)Lewy ocios. Łuk ociosowy-łuk ociosowy (odrzwia nr 2) Prawy ocios. Łuk ociosowy-łuk ociosowy (odrzwia nr 2)Lewy ocios. Łuk ociosowy-łuk ociosowy (odrzwia nr 3) Prawy ocios. Łuk ociosowy-łuk ociosowy (odrzwia nr 3)Prawy ocios. Prostka ociosowa-łuk ociosowy (odrzwia nr 1) Prawy ocios. Prostka ociosowa-łuk ociosowy (odrzwia nr 2)Prawy ocios. Prostka ociosowa-łuk ociosowy (odrzwia nr 3)

Z

ZCzoło ściany

Rys. 10.28. Przykład przemieszczeń elementów obudowy za frontem ściany (stanowisko pomiarowe nr 6)

-500

-460

-420

-380

-340

-300

-260

-220

-180

-140

-100

-60

-20

20-1400-1300-1200-1100-1000-900-800-700-600-500-400-300-200-1000

Zsu

w [m

m]


Lewy ocios. Łuk ocioswy-łuk ociosowy (odrzwia nr 1) Prawy ocios. Łuk ociosowy-łuk ociosowy(odrzwia nr 1)

Lewy ocios. Łuk ociosowy-łuk ociosowy (odrzwia nr 2) Prawy ocios. Łuk ociosowy-łuk ociosowy (odrzwia nr 2)

Lewy ocios. Łuk ociosowy-łuk ociosowy (odrzwia nr 3) Prawy ocios. Łuk ociosowy-łuk ociosowy (odrzwia nr 3)

Z

Czoło ściany

Rys. 10.29. Przykład przemieszczeń elementów obudowy za frontem ściany (stanowisko pomiarowe nr 9)



10.2.2. ZmiennośćkonwergencjiwyrobiskazafrontemścianySzerokość oraz wysokość wyrobiska za frontem ściany mierzona była na wszystkich

podstawowych stanowiskach pomiarowych w sposób identyczny jak w przypadku pomiarów

przed czołem ściany. Szczegółowa analiza wyników zostanie przedstawiona w dalszej części pracy.

Przykładowe wyniki pomiarów przedstawiono na rysunkach 10.30, 10.31.

1000

1200

1400

1600

1800

2000

2200

2400

2600

2800

3000

3200

3400

3600

3800

4000

4200

-1700-1600-1500-1400-1300-1200-1100-1000-900-800-700-600-500-400-300-200-1000

Wys

okość

wyr

ob

iska

[mm

]






H

Czoło ściany

Rys. 10.30. Zmiana wysokości za frontem eksploatacji

4700

4800

4900

5000

5100

5200

5300

5400

5500

-1700-1600-1500-1400-1300-1200-1100-1000-900-800-700-600-500-400-300-200-1000

Sze

rokość

wyr

ob

iska

[mm

]






Czoło ściany

L

Rys. 10.31. Zmiana szerokości za frontem eksploatacji



10.2.3. Określenie zasięgu strefy odprężonejw strefie skotwionej za frontemściany

W celu sprawdzenia zasięgu strefy odprężonej w pakiecie skał skotwionych wykonano otwory

stropowe w strzałce wyrobiska. Do pomiarów wytypowano stanowiska pomiarowe nr 3, 5, 7 i 17

znajdujące się w odcinkach wyrobiska, gdzie odnotowano najmniejsze wartości konwergencji kpi,

a obudowa nie uległa odkształceniom plastycznym. Stanowiska pomiarowe nr 9, 13,5, 15,5 i 10,5

znajdowały się w odcinkach wyrobiska, gdzie kpi miała wartość jedną z największych (około 3,0 m

po dwóch miesiącach od zakończenia eksploatacji). Pomiędzy odcinkiem 13,5 i 14,5

odkształceniom plastycznym uległa obudowa ŁP (rys. 10.32).

Graficzne przedstawienie wyników pomiarów w strefie skotwionej zaprezentowano na

rysunkach 10.33÷10.40. Najwięcej, zarówno pod względem liczby, jak i długości (wyrażonej

w milimetrach), szczelin 0,005 m (kolor czarny) i powyżej 0,005 m (kolor czerwony),

zarejestrowano w strefie stokwionej kotwami o długości 2,7 m. Powyżej wysokości 2,7 m

sumaryczna suma rozwarcia szczelin jest o około 75% mniejsza (średnia ze stanowisk

pomiarowych) z wyjątkiem stanowiska nr 17 (rys. 10.40). Na dwóch stanowisk (nr 5 i 10,5)

wykonano otwory o około 1 m dłuższe niż strefa skotwiona. W otworze na stanowisku nr 5

ujawniły się szczeliny powyżej tej strefy, natomiast na stanowisku nr 10, 5 ich nie odnotowano.

Największą liczbę szczelin zanotowano na stanowisku nr 14,5, gdzie na długości około 1,7 m (od

0,3 m do 2 m długości otworu) znajdowała się warstwa łupka, który uległ rozwarstwieniu

i spękaniu.

Na rysunkach 10.33÷10.40 pokazano rzeczywisty kształt spągu w dniu przeprowadzanych

pomiarów. Na stanowiskach 10,5, 13,5 i 14,5 przeprowadzono wcześniej pobierkę spągu z uwagi

na znaczne zaciśnięcie wyrobiska (kpi około 3,0 m) uniemożliwiające bezpieczny i zgodny

z przepisami transport materiałów. Wraz z wykonywaniem badań endoskopowych otworów

stropowych dokonywano endoskopii otworów w celu wyznaczenia granicznej linii zawału oraz

określano różnicę w zaleganiu stropu względem pierwotnego spągu pokładu. Wyniki tych

pomiarów zostaną przedstawione w dalszej części pracy.



Rys. 10.32. Widok zdeformowanej obudowy ŁP za frontem eksploatacji (fot. Ł. Herezy)

Rys. 10.33. Graficzne przedstawienie wyników pomiarów szczelin w strefie skotwionej, siatki spękań nad

wzmocnieniem z kasztów oraz różnicy w zaleganiu stropu na stanowisku pomiarowym nr 3






wzmocnieniem z kasztów oraz różnicy w zaleganiu stropu na stanowisku pomiarowym nr 10,5





10.2.4. Wyznaczeniegranicznejliniizawału

W celu określenia granicznej linii zawału nad wzmocnieniem z kasztów wykonano w ociosie

wyrobiska otwory badawcze zgodnie z założeniami opisanymi w podrozdziale 8.1.5.

Część spękań i rozwarstwień ujawnionych podczas endoskopii była wynikiem utworzenia się

tej strefy w trakcie drążenia wyrobiska oraz w trakcie eksploatacji i utrzymywania wyrobiska za

frontem ściany. Z doświadczenia autorów wynika, że strefa odprężona w ociosach wyrobiska

dochodzi do około 2 metrów (Herezy i inni, 2011). Uśredniając otrzymane wyniki wziernikowania

można przyjąć, że graniczna linia zawału przebiega w odległości około 3,5÷4,5 metra od spągu

i ociosu chodnika podścianowego 1/VI. Wziernikowanie nie wykazało w żadnym z otworów, aby

graniczna linia zawału przechodziła nad wzmocnienie z kasztów oraz nad utrzymywany chodnik.

Schematyczne przedstawienie granicznej linii zawału znajduje się na rysunku 10.41.



Rys. 10.41. Schemat przebiegu granicznej linii zawału na stanowiskach pomiarowych nr 13,5 i 14,5

10.2.5. Wyniki obserwacji zmienności miąższości pokładu oraz położeniastropunadwzmocnieniemistropunadcalizną

Podczas obserwacji deformacji chodnika podścianowego 1/VI za frontem ściany zwrócono

uwagę na różnicę w położeniu względem siebie stropu nad wzmocnieniem z kasztów oraz stropu

nad calizną węglową. Różnica wynikała z zaciskania wyrobiska ścianowego oraz ściśliwości kasztu,

jednakże największy wpływ na nią miało wciskanie kasztu w skały spągowe. Na podstawie

wykonanych pomiarów nie jesteśmy w stanie odpowiedzieć na pytanie, jaki udział procentowy

w obniżeniu stropu mają wymienione czynniki na konkretnych stanowiskach pomiarowych.

Schematycznie różnice w położeniu stropu przedstawiono na rysunkach 10.33÷10.40.

Na pierwszym odcinku wybiegu ściany wartość różnicy w zaleganiu stropu wynosiła około 0,7 m

(stanowiska nr 3 i 5), do stanowiska nr 10,5 nie odnotowano różnicy w zaleganiu stropu lub

pomiar był niemożliwy ze względu na wypiętrzenie spągu. Największą różnicę zmierzono na

stanowiskach pomiarowych 13,5 i 14,5, gdzie dochodziła ona do około 1,3 m (rys. 10.42).

W wyniku ciśnienia eksploatacyjnego wzdłuż całego wybiegu ściany można było zauważyć

wyciskanie ociosu węglowego w kierunku wyrobiska zarówno przed, jak i za frontem ściany.

Wyciskanie powodowało, że pokład od strony przyszłej ściany 2/VI zmieniał swą pierwotną

miąższość. Wyniki porównania miąższości pokładu przed eksploatacja i po jej zakończeniu

przedstawiono na rysunku 9.43. Nie w każdym miejscu można było dokładnie określić miąższość

pokładu z powodu wypiętrzonego spągu. Pomiary wykonano tylko w części wybiegu ściany.

Największą zmianę miąższości pokładu zanotowano na 300, 1250 i 1300 metrze wybiegu

ściany i wynosiła ona około 0,2 m.

Graniczna linia zawału

Graniczna linia zawału



0,00

0,20

0,40

0,60

0,80

1,00

1,20

1,40

1,60

1,80

2,00

2,20

2,40

2,60

2,80

3,00

3,20

3,400100200300400500600700800900100011001200130014001500160017001800

Wys

okość

za

lega

nia

str

op

u p

okł

ad

u w

zglę

de

m p

ierw

otn

ego

spą

gu

ch

od

nik

a [m

]

Wybieg ściany [m]

Wysokość zalegania stropu pokładu względem spągu wyrobiska przed eksploatacją [m]

Wysokość zalegania stropu pokładu względem spągu wyrobiska po zakończeniu eksploatacji [m]

Wymiar kasztu 1,2 x 1,2 [m]Wymiar kasztu 0,9 x 0,9 [m]

ŁPSC V36/12SŁPSC V36/12

Stojaki SV

Wzmożone ciśnienie górotworu

Rekordowe wydobycie

Rys. 10.42. Obniżenie stropu pokładu za frontem ściany

1,00

1,10

1,20

1,30

1,40

1,50

1,60

1,70

1,80

1,90

2,000100200300400500600700800900100011001200130014001500160017001800

Miążs

zość

po

kła

du

[m]

Wybieg ściany [m]

Miąższość pokładu (przed rozpoczęciem eksploatacji) Miąższość pokładu (po zakończeniu eksploatacji)



Stojaki SV


Rekordowe wydobycie

Rys. 10.43. Zmiana miąższości pokładu za frontem ściany



10.2.6. Analizaotrzymanychwyników

Analizując deformację chodnika, strefę za frontem ściany podzielono na odcinki (tak samo jak

w przypadku deformacji przed frontem ściany, rys. 10.44÷10.47), tj.:

odcinek nr 1 – pomiędzy 0 a 30 metrem za czołem ściany,

odcinek nr 2 – pomiędzy 30 a 70 metrem za czoła ściany,

odcinek nr 3 – pomiędzy 70 a 120 metrem za czoła ściany,

odcinek nr 4 – pomiędzy 120 a 200 metrem za czołem ściany.

Pomiędzy odcinkiem nr 1 i 2 zmiana wysokości wyrobiska wynosiła średnio 0,25 m. Na dwóch

stanowiskach pomiarowych znajdujących się na 300 i 1000 metrze wybiegu ściany wzrost wartości

konwergencji kpi znacznie odbiegał od zanotowanego na pozostałych stanowiskach i wynosił około

0,4 m. Konwergencja kpz nie charakteryzowała się dużymi przyrostami, średnio wynosiła 0,04 m.

Na stanowiskach pomiarowych na 1000 metrze wybiegu wzrost wartości konwergencji poziomej

wynosił 0,12 m i był trzykrotnie większy od średniego.

Na odcinkach nr 2 i 3 średni przyrost kpi wynosi około 0,21 m. Największy przyrost

odnotowano na stanowisku pomiarowym na 600 metrze wybiegu ściany i wynosił on 0,4 m.

Przyrostu kpz praktycznie na większości stanowisk pomiarowych nie stwierdzono, jedynie na

stanowisku znajdującym się na 600 metrze wybiegu wynosi on 0,42 m.

Na odcinkach 3 i 4 średni przyrost kpi wynosił 0,21 m i jest podobny jak na wcześniej

analizowanych odcinkach. Największy przyrost odnotowano na stanowisku pomiarowym

zlokalizowanym na 1200 metrze wybiegu i wynosił on 0,69 m (trzykrotnie większy od średniego).

Konwergencja kpz tak jak na odcinkach 2 i 3 nie występowała z wyjątkiem stanowiska nr 3 (500

metrze wybiegu ściany), gdzie jej wartość wyniosła 0,41 m. Na rysunku 9.47 pokazano zależność

obniżenia stropu nad wzmocnieniem z kasztów względem konwergencji pionowej. Konfrontacja

wyników tych pomiarów ukazuje, że w miejscach o największej konwergencji kpi zmierzono

największe wartości obniżenia stropu.



2100

2300

2500

2700

2900

3100

3300

3500

3700

3900

4100

4300

4500

4700

4900

5100

5300

5500

5700

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 1100 1200 1300 1400 1500 1600 1700

Wys

okość/

szer

okość

wyr

obis

ka [

mm

]

Wybieg ściany [m]Wysokość wyrobiska Szerokość wyrobiska

Rys. 10.44. Wartości maksymalne wysokości i szerokości wyrobiska w odległości 0÷30 m za czołem ściany

2100

2300

2500

2700

2900

3100

3300

3500

3700

3900

4100

4300

4500

4700

4900

5100

5300

5500

5700

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 1100 1200 1300 1400 1500 1600 1700

Wys

okość/

szer

okość

[mm

]

Wybieg ściany [m]Wysokość wyrobiska Szerokość wyrobiska

Rys. 10.45. Wartości maksymalne wysokości i szerokości wyrobiska w odległości 30÷70 m za czołem ściany



2100

2300

2500

2700

2900

3100

3300

3500

3700

3900

4100

4300

4500

4700

4900

5100

5300

5500

5700

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 1100 1200 1300 1400 1500 1600 1700

Wys

okość/

szer

okość

[mm

]

Wybieg ściany [m]

Wysokość wyrobiska Szerokość wyrobiska

Rys. 10.46. Wartości maksymalne wysokości i szerokości w odległości 70÷120 m za czołem ściany

0,0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

1,2

1,4

1,6

1,8

2,0

2100

2300

2500

2700

2900

3100

3300

3500

3700

3900

4100

4300

4500

4700

4900

5100

5300

5500

5700

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 1100 1200 1300 1400 1500 1600 1700

Obn

iżen

ie s

trop

u [m

]

Wys

okość/

szer

okość

[mm

]

Wybieg ściany [m]

Wysokość wyrobiska Szerokość wyrobiska Obniżenie stropu nad kasztem względem stropu nad calizną węglową

Rys. 10.47. Wartości maksymalne wysokości, szerokości wyrobiska oraz obniżenia stropu w odległości 120÷200 m za czołem ściany



0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

010020030040050060070080090010001100120013001400150016001700

Od

legł

ość

za

czołe

m ś

cian

y [m

]

Wybieg ściany (stanowisko pomiarowe) [m]

Szerokość Wysokość Zsuw prawy Zsuw lewy

Średnia (szerokość) Średnia (wysokość) Średnia (zsuw prawy) Średnia (zsuw lewy)



Stojaki SV


Rekordowe wydobycie

Rys. 10.48. Zasięg intensywności deformacji za czołem ściany

Najbardziej intensywna zmiana za czołem ściany parametrów deformacji chodnika, tj.

wysokości, szerokości oraz zsuwu obserwowana jest w różnej odległości za frontem eksploatacji

na poszczególnych stanowiskach pomiarowych. Posługując się wcześniej przyjętym podziałem

wybiegu ściany na odcinki, na rysunku 10.48 pokazano, w jakiej odległości za czołem ściany

przyrosty parametrów deformacyjnych charakteryzowały się dużą intensywnością. I tak na

poszczególnych odcinkach ich wartości były następujące:

od 0 do 250 metra wybiegu ściany:

konwergencja pionowa 275 m,

konwergencja pozioma 250 m,

zsuw od strony zawału 70 m,

zsuw od strony calizny 370 m,




zsuw od strony zawału 270 m,








powyżej 1300 metra wybiegu ściany niewystarczająca ilość danych pomiarowych.

Rozpatrując konwergencję kpi i kpz w kontekście odległości za czołem ściany wynoszącej 200 m,

można podzielić całkowitą długość wyrobiska na trzy odcinki:

od 0 do 250 metra wybiegu ściany – przyrost konwergencji kpi wynosił około 0,55 m,

a konwergencji kpz 0,1m;


a konwergencji kpz 0,25 m;


a konwergencji kpz 0,12 m;

powyżej 1300 metra wystarczająca ilości danych pomiarowych.

Ostatnie pomiary deformacji chodnika zostały wykonane po około dwóch miesiącach od

zakończenia eksploatacji pola ścianowego 1/VI. Odzwierciedleniem stanu utrzymywanego

chodnika jest zmienność konwergencji kpi i kpz zaprezentowana na rysunku 10.49.

0

500

1 000

1 500

2 000

2 500

3 000

0 200 400 600 800 1 000 1 200 1 400 1 600 1 800

Ko

nw

erg

en

cja;

kp

i, k p

z[m

m]

Wybieg ściany [m]

MAKS. KONWERGENCJA POZIOMA WYROBISKA ŚREDNIA KONWERGENCJA POZIOMA

MAKS. KONWERGENCJA PIONOWA WYROBISKA ŚREDNIA KONWEGRENCJA PIONOWA

Przybierka spągu

Kaszty 1,2 x 1,2mKaszty

0,9 x 0,9m Kaszty 1,2 x 1,2mKaszty

1,2 x 1,2mKaszty

0,9 x 0,9m

Średnia konwergencja pionowa:1740 [mm]

Średnia konwergencja pionowa:1800[mm]



Średnia konwergencja pozioma: 700 [mm] Średnia konwergencja pozioma: 450 [mm] Średnia konwergencja pozioma: 370 [mm]

Rys. 10.49. Konwergencja chodnika podścianowego po zakończeniu eksploatacji

Zaprezentowane wyniki zostały przedstawione zgodnie z wcześniej dokonanym podziałem

wybiegu ściany na odcinki:

od 0 do 250 metra wybiegu ściany – konwergencji kpi wynosił około 1,75 m, a konwergencji

kpz 0,7m (wzrost trzykrotny i siedmiokrotny w stosunku do pomiarów wykonywanych

w trakcie prowadzenia ściany);



od 250 do 850 metra wybiegu ściany – konwergencji kpi wynosił około 1,8 m, a konwergencji

kpz 0,7 m (wzrost ponad dwukrotny oraz trzykrotny w stosunku do pomiarów wykonywanych

w trakcie prowadzenia ściany);

od 850 do 1300 metra wybiegu ściany – konwergencji kpi wynosił około 2,35 m,

a konwergencji kpz 0,43 m (wzrost dwuipółkrotny oraz czterokrotny w stosunku do pomiarów

wykonywanych w trakcie prowadzenia ściany);

powyżej 1300 metra wybiegu ściany – konwergencji kpi wynosił około 0,93 m, a konwergencji

kpz 0,37 m.

Z przedstawionych danych pomiarowych oraz ich analizy wynika, że największe deformacje

chodnika za frontem ściany zarejestrowano na stanowiskach pomiarowych nr 11÷14 na odcinku

900÷1300 m wybiegu ściany. Świadczy o tym, że deformacje wyrobiska przed czołem ściany

wpływają na deformacje za frontem eksploatacji.

Nie bez znaczenia dla deformacji chodnika są warunki stropowe, dlatego porównano

otrzymane wyniki maksymalnej konwergencji pionowej z oznaczoną wartością wytrzymałości na

ściskanie skał stropowych (rys. 10.50). Pominięto porównanie RQD, gdyż na jego wartość ma

wpływ wytrzymałość skał na ściskanie (Gawryś, 2012). Możemy stwierdzić, że wraz ze

zmniejszeniem się wartości wytrzymałości na ściskanie skał stropowych i zmniejszeniem wartości

RQD wzrasta konwergencja kpi.

0

500

1 000

1 500

2 000

2 500

3 000

20

25

30

35

40

45

50

0 125 250 375 500 625 750 875 1000 1125 1250 1375 1500 1625 1750

Konwergencja pionowa, k

pi[mm]

Wytrzym

ałość na ściskanie, R

c[M

Pa]

Wybieg ściany [m]Pakiet skał stropowych od 3÷6 m od stropu wyrobiska Pakiet skał stropowych od 6÷8 m od stropu wyrobiska

Pakiet skał stropowych od 0÷8 m od stropu wyrobiska Pakiet skał stropowych od 0÷3 m od stropu wyrobiska

Maksymalna konwergencja pionowa

BR‐8/09

BR‐25/08 BR‐23/08 BR‐24/08 BR‐19/08BR‐15/09

Rys. 10.50. Zależność maksymalnej konwergencji pionowej za frontem ściany od wytrzymałością na ściskanie pakietów skał stropowych



10.3. Badaniaprzeprowadzonewwyrobiskueksploatacyjnym

10.3.1. Analizastatystycznawarunkówwspółpracyobudowyzmechanizowanejzgórotworem

Wobec olbrzymiej ilości danych pomiarowych dotyczących obciążenia elementów obudowy

zmechanizowanej zastosowano statystyczne metody analizy umożliwiające selekcję i grupowanie

wyników oraz wybór najbardziej charakterystycznych i reprezentatywnych sekcji obudowy

w odniesieniu do obciążenia górotworu.

Do analizy statystycznej danych zebranych z programu V‐Shield wykorzystano program

Statistica, używając dwóch metod obliczeniowych (Statasoft, 2011):

analizę skupień uogólnioną metodą k‐średnich,

wielowymiarową technikę eksploracji (aglomeracja, odległość euklidesowa).

Analizę skupień metodą k‐średnich w aspekcie obliczeń, można traktować jako „odwrotność"

analizy wariancji. Analizę rozpoczyna się od określenia k losowych skupień, a następnie algorytm

obliczeniowy przenosi obiekty między tymi skupieniami. W celu minimalizacji zmienności

wewnątrz skupień i maksymalizacji zmienności między skupieniami. Jest to analogiczne do

„odwrotności" analizy wariancji w tym sensie, że test istotności w analizie wariancji szacuje

zmienność międzygrupową w stosunku do zmienności wewnątrzgrupowej. W grupowaniu metodą

k‐średnich program stara się przenosić obiekty (np. przypadki) do i z grup (skupień), aby otrzymać

najbardziej istotne wyniki analizy wariancji (Statasoft, 2011). Interpretacja wyników polega na

analizie grupowania metodą k‐średnich: badamy średnie dla każdego skupienia w każdym

wymiarze, aby oszacować, na ile skupienia są od siebie różne. W sytuacji idealnej otrzymalibyśmy

bardzo różne średnie dla większości, jeśli nie wszystkich wymiarów uwzględnionych w analizie.

Wielkość statystyki F pochodzącej z analizy wariancji wykonanej w każdym wymiarze jest

wskaźnikiem tego, na ile dobrze dany wymiar dyskryminuje skupienia.

Grupowanie metodą k‐średnich. Przy ustalonej liczbie k skupień obserwacje są przypisywane

do skupień tak, aby średnie w skupieniach były jak najbardziej od siebie różne.

Metody zaimplementowane w uogólnionej analizie skupień metodą k‐średnich stanowią

rozszerzenie tego podejścia w dwóch aspektach (Hartigan i Wong, 1978):

w odróżnieniu od klasycznej implementacji k‐średnich z modułu Analiza Skupień

i z modułu uogólniona analiza skupień metodę k‐średnich można stosować do zmiennych

ilościowych oraz jakościowych;

wadą analizy skupień metodą k‐średnich jest fakt, że należy przed wykonaniem analizy

określić liczbę skupień (czyli liczba ta musi być znana a priori).



W uogólnionej analizie skupień można skorzystać ze zmodyfikowanego v‐krotnego sprawdzianu

krzyżowego do wyznaczenia najlepszej liczby skupień.

Implementacje algorytmu k‐średnich w modułach analiza skupień oraz uogólniona analiza

skupień metodami k‐średnich są bardzo podobne. Różnica pomiędzy modułami polega na tym, że

inaczej są liczone odległości pomiędzy obserwacjami i centrami skupień. Ta odmienność może

prowadzić do nieznacznych (a czasami bardzo dużych) różnic w otrzymywanych wynikach

(Hartigan, 1975).

Odległości w analizie skupień w programie STATISTICA. W algorytmie k‐średnich jako

odległość wykorzystywany jest nieprzeskalowany kwadrat odległości euklidesowej. Na przykład

odległość D(i, k) obserwacji i od skupienia k dla M zmiennych ilościowych Xj obliczana jest ze

wzoru (Statasoft, 2011):

gdzie średnia dla zmiennej j i skupienia k.

Wartości Xj nie są skalowane w jakikolwiek sposób i na wartość odległości może mieć

decydujący wpływ jakaś zmienna, której wartości są znacznie większe niż pozostałych zmiennych.

Odległości w uogólnionej analizie skupień metodami k‐średnich. Możemy wybierać różne

sposoby obliczania odległości pomiędzy obserwacjami i centrami skupień. Dodatkowo możemy do

analizy włączać zmienne jakościowe. Można tak uczynić, gdyż odległości w tym module są zawsze

wyliczane z wielkości znormalizowanych, tzn. w zakresie od 0 do 1. W szczególności dla wszystkich

zmiennych ilościowych odległości są obliczane po wcześniejszym przeskalowaniu wartości

zmiennej Xi, tak (Statasoft, 2011):

gdzie Min (Xj ) oraz Max (Xj ) najmniejsza i największa wartość i‐tej zmiennej.

Wykonując analizę metodą k‐średnich w module Analiza Skupień możemy uznać, że różnice

zakresu zmiennych są bez znaczenia. Możemy wówczas skorzystać ze wzoru 29, czyli przeskalować

wartości zmiennej tak, by mieściły się pomiędzy 0 i 1. Możemy też dane standaryzować,

co w module analiza skupień jest wystarczającym zabiegiem, gdyż można w nim analizować tylko

zmienne ilościowe.

W statystyce termin „standaryzacja” oznacza ściśle określone przekształcenie danych

polegające na odjęciu od oryginalnych danych pewnej wartości (zazwyczaj średniej z próby)

i podzieleniu ich przez odchylenie standardowe (najczęściej również wyznaczone z próby).

Ta ważna transformacja umożliwia porównywanie wartości wielu zmiennych (niezależnie od ich



oryginalnego rozkładu i jednostek fizycznych). W wyniku standaryzacji przekształcone wartości

mają rozkład o średniej 0 i odchyleniu standardowym 1. Przekształcenie to ma wiele zastosowań,

albowiem umożliwia porównywanie rozkładu wartości wielu zmiennych i wielu grup zmiennych.

Ponadto standaryzacja danych wejściowych czyni wyniki analiz statystycznych całkowicie

niezależnymi od jednostek miary poszczególnych zmiennych (Statasoft, 2011).

Metoda aglomeracji. Przy formowaniu skupień wykorzystywane są miary rozbieżności lub

odległości pomiędzy obiektami. Najbardziej bezpośrednim sposobem obliczenia odległości między

obiektami w przestrzeni wielowymiarowej jest obliczenie odległości euklidesowej. Jeśli mamy

przestrzeń dwu‐ lub trójwymiarową, miara ta wyznacza rzeczywistą odległość geometryczną

między obiektami w przestrzeni. Budowa algorytmu pozwala na nadawanie dowolnych odległości.

Obojętne jest, czy odległości, które mu zadajemy są rzeczywistymi odległościami, czy też jakimiś

innymi pochodnymi miarami odległości, które dla badacza mają większe znaczenie; zatem tylko od

badacza zależy wybór odpowiedniej miary (Sneath i Sokol, 1973).

Odległość euklidesowa. Odległość geometryczna w przestrzeni wielowymiarowej. Oblicza się

ją następująco (Statasoft, 2011):

Odległości euklidesowe oraz kwadraty odległości euklidesowych są wyliczane na podstawie

surowych danych, a nie na podstawie danych standaryzowanych. Możemy oczywiście zastosować

dowolną standaryzację lub skalowanie wykorzystując narzędzia zarządzania danymi dostępne w

programie Statistica.

W metodzie k‐średnich przyjęto, że dane będą grupowane dla trzech skupień oraz przyjęto v‐

krotny sprawdzian krzyżowy. Wartości ciśnień stojaków hydraulicznych poddano standaryzacji.

Na rysunku 10.51 przedstawiono szczegółowe parametry przeprowadzonych analiz. Otrzymane

wyniki przedstawiono w formie tabel (tab. 10.2÷10.7) i rysunków (rys. 10.52÷10.57).

Cały okres eksploatacji przedmiotowej ściany podzielono na 7‐dniowe odcinki czasowe,

zakładając, że pierwszym dniem jest dzień wystąpienia pierwszego pełnego zawału na całej

długości ściany. Sumaryczna liczba odcinków wyniosła 31. Przyjęto podział sekcji wzdłuż wyrobiska

eksploatacyjnego na trzy przedziały: od 1 do 40 sekcji, od 41 do 101 sekcji oraz od 102 do 141.

Otrzymane wyniki liczności skupień, wyrażonej w procentach dla wszystkich analizowanych

tygodni pracy kompleksu ścianowego przedstawiono na rysunku 10.58.



Rys. 10.51. Zrzut ekranu z parametrami analizy metodą k‐średnich – Statistica 9



Rys. 10.52. Wykres średnich zmiennych ilościowych dla sekcji od 1 do 40 – 1 przykład

Tabela 10.2. Odległości pomiędzy skupieniami dla sekcji od 1 do 40 – 1 przykład

Standaryzowana odległość między centroidami k-średnich

Skupienie 1 Skupienie 2 Skupienie 3Skupienie 1Skupienie 2Skupienie 3

0,000000 1,336295 0,7826841,336295 0,000000 0,6446040,782684 0,644604 0,000000







0,000000 2,129374 1,0818742,129374 0,000000 1,1009641,081874 1,100964 0,000000







0,000000 0,880614 2,3111950,880614 0,000000 1,4670852,311195 1,467085 0,000000






Skupienie 1 Skupienie 2 Skupienie 3

Skupienie 1Skupienie 2Skupienie 3

0,000000 1,344287 1,5510881,344287 0,000000 0,7843931,551088 0,784393 0,000000







0,000000 1,073213 2,3094991,073213 0,000000 1,3646002,309499 1,364600 0,000000







0,000000 1,290571 1,7365991,290571 0,000000 1,1836191,736599 1,183619 0,000000



Rys. 10.58. Średnia skupień w analizowanych przedziałach czasowych

Na potrzeby metody aglomeracji wydzielono cztery grupy sekcji wzdłuż wyrobiska

eksploatacyjnego o kolejnych numerach: od 1 do 40, od 41 do 70, od 71 do 101 oraz od 102 do

141. Analizy przeprowadzono dla przedziałów czasowych przyjętych w metodzie k‐średnich.

Wyniki przedstawiono w formie rysunków 10.59÷10.62 dla wybranych tygodni pracy ściany 1/VI.

Rys. 10.59. Odległości wiązań – przykład 1




Analizy statystyczne wykazały, że wartości rejestrowanego ciśnienia w stojakach

hydraulicznych w przyjętych przedziałach różnią się od siebie. W metodzie k‐średnich najmniejsza

odległość pomiędzy trzema skupieniami występuje pomiędzy skupieniem drugim i trzecim.

Pomiędzy skupieniem pierwszym a drugim wartość odległości jest większa od skupienia

wymienionego wcześniej. W metodzie aglomeracji skupienie drugie dodatkowo podzielono, aby

sprawdzić zależność pomiędzy sekcjami od 40 do 70 i od 71 do 101. Otrzymane analizy wykazały,

że odległości pomiędzy wiązaniami sekcji od 40 do 70 i od 71 do 101 są najmniejsze.

Przyjęty podział sekcji na skrajne (od 1 do 40 oraz od 141 do 101) oraz środkowe (od 41 do

100) będzie odpowiedni do dalszych analiz.

Na rysunku 10.63 przedstawiono rozkład ciśnienia p stojaków sekcji obudowy

zmechanizowanej. Ciśnienie odczytywano co 10 min, jednakże z powodu nadmiaru danych

uśredniono ciśnienie do interwału czasowego wynoszącego 24 godziny (średnie ciśnienie

z jednego dnia roboczego). W zdecydowanej większości (74%) powierzchni pola ścianowego

ciśnienie p zmieniało się w granicach 25÷35 MPa. Około 25% powierzchni pola ściany

charakteryzowało się ciśnieniem w granicach 35÷45 MPa. Pozostałe wartości wahały się

w przedziale od 0÷25 MPa. W trakcie prowadzonej eksploatacji z powodu awarii urządzeń

mechanicznych oraz dni wolnych eksploatacja była wstrzymana. Okres postojów eksploatacyjnych



przejawiał się wzrostem ciśnienia p w sekcjach, co można zaobserwować na rysunku 10.63 (kolor

czerwony). Wzdłuż ściany w trakcie postoju średnie ciśnienie dzienne ma wartość w granicach

35÷45 MPa. Bezpośrednio po rozpoczęciu eksploatacji po postoju obserwuje się spadek ciśnienia

o 10 MPa. Najniższe wartości ciśnienia występują w sekcjach skrajnych. Powodem niskiego

ciśnienia w sekcjach jest prowadzenie kompleksu strugowego z częściowym wyłączeniem cyklu

automatycznego (sekcje sterowane ręcznie). Dokładna analiza ciśnienia w stojakach oraz czynniki

wpływające na jego wzrost zostaną przedstawione w dalszej części pracy. Czarnym prostokątem

został zaznaczony wycinek pola ścianowego 1/VI, którego wymiar wzdłuż wybiegu ściany

odpowiada długości odcinka o wzmożonych deformacjach w wyrobiskach przyścianowych.

Legenda:Ciśnienie [MPa

< 45 < 40 < 35 < 30 < 25 < 20 < 15 < 10 < 5

04/0

1/2

010

04/0

8/2

010

04/1

5/2

010

04/2

2/2

010

04/

29/2

010

05/0

6/2

010

05/1

3/2

010

05/2

0/2

010

05/2

7/2

010

06/0

3/2

010

06/1

0/2

010

06/1

7/2

010

06/2

4/2

010

07/0

1/2

010

07/0

8/2

010

07/1

5/2

010

07/2

2/2

010

07/2

9/2

010

08/0

5/2

010

08/1

2/2

010

08/1

9/2

010

08/2

6/2

010

09/0

2/2

010

09/0

9/2

010

09/1

6/2

010

09/2

3/2

010

09/3

0/2

010

10/0

7/2

010

10/1

4/2

010

10/2

1/2

010

10/2

8/2

010

Czas [dni]

1

11

21

31

41

51

61

71

81

91

101

111

121

131

141

Nr

sekc

ji

900

m w

ybie

gu

ści

an

y

Poc

ząte

k b

iegu

ści

any

Ko

nie

c bi

eg

u śc

iany

13

00 m

wyb

iegu

ści

any

Legenda:Ciśnienie,

p [MPa]

Rys. 10.63. Rozkład ciśnienia w przestrzeni podtłokowej w stojakach sekcji obudowy zmechanizowanej w polu ścianowym 1/VI

Znając rozkład ciśnienia p nad polem ścianowym, rozpoczęto analizę pracy kompleksu

strugowego wraz z postępem ściany. W tym celu zostały odtworzone kolejne dni pracy z plików

historii za pomocą programu V‐Shield. Następnym krokiem było wybranie z kolejnego tygodnia

eksploatacji, jednego dnia, w ciągu którego postój ściany wynikał wyłącznie ze zmiany załogi oraz

postoju konserwacyjnego.

Dla wybranych dni wykonano wykresy ciśnienia w stojakach sekcji jako:

średnią z 24 godzin,

średnią z 1 godziny (pomiędzy 11:00 a 12:00),



średnia z odczytu z godziny 12:00.

Dla porównania otrzymane wykresy zestawiono na rysunku 10.64. Jako minimalną wartość

ciśnienia przyjęto 25 MPa (ciśnienie na rysunku przedstawiono w barach z uwagi na wartości

wyświetlane w programie V‐Shield). Poniżej tej wartości obudowa nie była dostatecznie rozparta

i nie osiągała wartości podporności wstępnej. Maksymalne ciśnienie określone było poprzez zawór

ograniczający ciśnienie i wynosiło 45 MPa (przy tej wartości obudowa osiągała swoją podporność

nominalną). W zakresie ciśnienia 25÷45 MPa obudowa uzyskiwała podporność roboczą.

Praca całego kompleksu jest zautomatyzowana, tzn. urabianie, przesuw przenośnika do czoła

ściany oraz sterowanie obudową odbywa się za pomocą układów automatyki. Sposób sterowania

w pełni zautomatyzowany nazywany jest urabianiem dozowanym na „ząb piły” (kolor fioletowy na

panelu sterowania). Drugim sposobem jest wyłączenie automatycznego sterowania obudową na

całej długości ściany lub na jej wybranych odcinkach. Kompleks ścianowy pracuje wówczas

z urabianiem dozowanym, a wyłączone sekcje, oznaczone kolorem niebieskim, sterowane są przez

sekcyjnego. Na rysunku 10.64 front ściany znajdował się na około 575 metrze wybiegu ściany.

Średnie ciśnienie stojaków sekcji w całym dniu roboczym wynosiło około 27 MPa. Jednak wraz ze

zmniejszaniem się interwału czasowego wartość średniego ciśnienia malała do około 25 MPa.

250

300

350

400

450

16111621263136414651566166717681869196101106111116121126131136141

10‐06‐17 23:50Środa

250

300

350

400

450

16111621263136414651566166717681869196101106111116121126131136141

10‐06‐17 11:50Środa

250

300

350

400

450

16111621263136414651566166717681869196101106111116121126131136141

2010‐06‐17 12:00Środa

Średnie ciśnienie (24 godziny)

Średnie ciśnienie (1 godzina)

Średnie ciśnienie (z godziny 12:00)

Zrzut ekranu z danymi (godzina 12:00)

Śre

dnie

ciś

nien

ie w

st

ojak

ach

sekc

ji [b

ar]

Średnie ciśnienie, p

[bar]

Rys. 10.64. Uśrednione ciśnienia w stojakach hydraulicznych sekcji obudowy zmechanizowanej na 575 metrze wybiegu ściany



Podczas urabiania ciśnienie w okolicach skrzyżowań wyrobiska ścianowego z chodnikami

przyścianowymi było większe niż w pozostałej części ściany (z wyjątkiem części środkowej).

Powodem tego było sterowanie ręczne obudową, w którym czas przesterowywania był dłuższy niż

w przypadku sterowania automatycznego. Analizując średnie ciśnienie z całego dnia roboczego,

należy zwrócić uwagę, że duży wpływ na jego wartość ma wzrastające ciśnienie w trakcie postoju

ściany.

W przypadku sekcji sterowanych ręcznie wartości ciśnienia w części podtłokowej stojaków

bezpośrednio po jej przesterowaniu do nowej pozycji były mniejsze niż 25 MPa (na panelu

wizualizacji sekcje oznaczone kolorem czerwonym lub brązowym). Gdy obudowa sterowana była

automatycznie, ciśnienie rozparcia wynosiło około 25 MPa, co oznaczane było kolorem zielonym

na panelu sterowania. W czasie pracy automatycznej obudowa przechodzi szybciej w zakres

ciśnienia roboczego.

Program V‐Shield wskazuje jakość rozparcia w postaci kolorowych oznaczeń wartości ciśnienia

w poszczególnych stojakach. Kolorem brązowym oznaczone są stojaki o ciśnieniu poniżej 25 MPa,

kolorem zielonym stojaki o prawidłowym rozparciu (zakres podporności roboczej), natomiast

kolorem żółtym ‐stojaki o ciśnieniu zbliżonym do nominalnego, czyli 45 MPa. Jeżeli stojak nie

współpracuje z górotworem z powodu niedostatecznego rozparcia lub dlatego, że jest uszkodzony

wówczas oznaczony jest na czerwono.

Oprócz czynników technicznych wpływ na wartość ciśnienia w stojakach sekcji mają warunki

stropowe. W rejonie 570 metra wybiegu ściany wytrzymałość skał stropowych była najwyższa

i wynosiła od 35 MPa do powyżej 40 MPa.

Dla porównania wpływu rodzaju sterowania sekcjami obudowy zmechanizowanej

prześledzono dane z innego dnia roboczego, rysunek 10.65, kiedy to ściana znajdowała się na

około 235 metrze wybiegu.



Srednie cisnienie (24 godziny)

Srednie cisnienie (1 godzina)

Srednie cisnienie (z godziny 12:00)


Srednie cisnienie, p [bar]

Rys. 10.65. Uśrednione ciśnienia w stojakach hydraulicznych sekcji obudowy zmechanizowanej z 235 metra wybiegu ściany

Kompleks ścianowy pracował w trybie urabiania dozowanego z przebiegiem „ząb piły” na całej

długości ściany z wyjątkiem sekcji skrajnych. Średnie ciśnienie dzienne wzrastało w stosunku do

poprzedniej sytuacji (rys. 10.64) o około 10 MPa i wynosiło w granicach 30÷35 MPa. Największe

ciśnienie wskazywały czujniki w środkowej części ściany. W kierunku do skrzyżowań z chodnikami

przyścianowymi ciśnienie malało, po czym wzrastało bezpośrednio przy chodnikach. Średnie

ciśnienie z jednej godziny pracy obudowy wzdłuż ściany zmieniało się podobnie jak średnie

ciśnienie dobowe, lecz wyraźnie widać wpływ pracy obudowy na tzw. „ząb piły”. Ciśnienia średnie

stojaków z godziny 12:00 wyraźnie pokazują, w jakiej sekwencji przesterowywane były sekcje

obudowy (układ poczwórny sekcji). W trybie sterowania automatycznego sekcjami obudowy

średnie ciśnienie wzdłuż ściany rozkładało się równomiernie, a obudowa szybciej zaczynała

współpracować z górotworem. Z powodu długiego czasu przesterowywania sekcji w kierunku

czoła ściany, czujniki wskazują wysokie ciśnienie. Natomiast niskie ciśnienie z uwagi na ich

niedostateczne rozparcie, co przekłada się na opóźnienie we współpracy sekcji skrajnych

z górotworem.



Z analizy pracy kompleksu wynika, że występowanie stref o niskich ciśnieniach w stojakach

sekcji jest spowodowane prowadzeniem ściany z urabianiem dozowanym bez sterowania

automatycznego sekcjami. Sekcje przesterowywane ręcznie nie współpracowały z górotworem,

co widoczne jest na rysunku 10.66.

Przytoczone przykłady stanowią niewielką część przeprowadzanych analiz pracy kompleksu

strugowego z uwzględnieniem rozkładu ciśnienia w stojakach sekcji obudowy wzdłuż długości

ściany. W celu zwiększenia bazy danych przeprowadzano analizę pracy kompleksu i rozkładu

ciśnienia w stojakach w kolejnych tygodniach i miesiącach eksploatacji pola ścianowego 1/VI.

Na tej podstawie stwierdzono, że:

w środkowej części ściany obserwuje się największe wartości ciśnienia w stojakach sekcji

obudowy zmechanizowanej,

obudowa sterowana ręcznie z opóźnieniem przejmuje obciążenie od stropu wyrobiska

ścianowego,

sekcje skrajne wykazują bardzo zróżnicowane wartości ciśnienia w stojakach.

Średnie ciśnienie (24 godziny)

Średnie ciśnienie (1 godzina)

Średnie ciśnienie (z godziny 12:00)


Śre

dnie

ciś

nien

ie w

st

ojak

ach

sekc

ji [b

ar]

Śred

nie ciśnienie, p

[bar]

Rys. 10.66. Uśrednione ciśnienia w stojakach hydraulicznych sekcji obudowy zmechanizowanej z 1020 metra wybiegu ściany



W następnej kolejności przystąpiono do analizy pracy sekcji obudowy i rozkładu ciśnienia

w stojakach wzdłuż wybiegu ściany. Znając charakter rozkładu ciśnienia wzdłuż ściany,

analizowano ciśnienia wzdłuż wybiegu z podziałem długości ściany na trzy odcinki:

od 1 do 40 sekcji,

od 41 do 100 sekcji,

od 101 do 141 sekcji.

Pierwszym krokiem tej analizy było stworzenie wykresów pracy sekcji dla poszczególnych

miesięcy (rys. 10.67) pracy ściany. Następnie w każdym miesiącu wyodrębniono do analizy

tygodnie (rys. 10.68) oraz dni (rys. 10.69).

W czasie pracy kompleksu strugowego na całym wybiegu ściany można wyróżnić dwie

podstawowe charakterystyki pracy sekcji obudowy:

w trakcie urabiania,

w trakcie postojów technologicznych, awaryjnych i dni wolnych od pracy.

Pierwszy przebieg pracy sekcji charakteryzuje się dużą zmiennością ciśnień rejestrowanych

w stojakach. Sekcje w trakcie urabiania były przesuwane wraz z postępem ściany po dokonaniu

sumarycznego zabioru wynoszącego 0,7 m (jednorazowy zabiór struga wynosi do około 10 cm).

Przy prędkości skrawania 3 m/s, średnim zabiorze na skraw 0,05 m i długości ściany 250 m zabiór

taki teoretycznie osiągano po około 20 min. Częstotliwość odczytów ciśnienia w stojakach

wynosiła 10 min, co przekłada się na jego odczyt w różnych fazach pracy obudowy. We wszystkich

przedstawionych poniżej przykładach widoczne są ciśnienia p, gdy obudowa jest zrabowana

(najniższe wartości ciśnień, najwyższe przyrosty), w trakcie normalnej pracy, gdy obudowa

współpracuje z górotworem (p od 25÷45 MPa), oraz gdy obudowa osiąga podporność nominalną

(p wynosi około 45 MPa).

-32-27-22-17-12-7-238

13182328

Prz

yros

t ciśn

ien

ia, ∆

p[M

Pa

]

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

2010

-05-

01

2010

-05-

02

2010

-05-

03

2010

-05-

04

2010

-05-

05

2010

-05-

06

2010

-05-

07

2010

-05-

08

2010

-05-

09

2010

-05-

10

2010

-05-

11

2010

-05-

12

2010

-05-

13

2010

-05-

14

2010

-05-

15

2010

-05-

16

2010

-05-

17

2010

-05-

18

2010

-05-

19

2010

-05-

20

2010

-05-

21

2010

-05-

22

2010

-05-

23

2010

-05-

24

2010

-05-

25

2010

-05-

26

2010

-05-

27

2010

-05-

28

2010

-05-

29

2010

-05-

30

2010

-05-

31

2010

-06-

01

Ciś

nie

nie

w s

toja

kach

se

kcji,

p[M

Pa

]

Czas [dni]

Rys. 10.67. Przebieg zmienności ciśnienia w stojakach w ciągu jednego miesiąca eksploatacji pola ścianowego



-35

-25

-15

-5

5

15

25

35

Prz

yro

st c

iśn

ien

ia, ∆

p[M

Pa

]

05

1015202530354045

08-0

5-10

0:0

0

09-0

5-10

0:0

0

10-0

5-10

0:0

0

11-0

5-10

0:0

0

12-0

5-10

0:0

0

13-0

5-10

0:0

0

14-0

5-10

0:0

0

15-0

5-10

0:0

0

16-0

5-10

0:0

0

Ciś

nie

nie

w s

toja

kch

se

kcji,

p[M

Pa

]

Czas [dni] Rys. 10.68. Przebieg zmienności ciśnienia w stojakach w ciągu jednego tygodnia eksploatacji pola ścianowego

-35

-25

-15

-5

5

15

25

35

Prz

yro

st c

iśn

ien

ia, ∆

p[M

Pa

]

05

1015202530354045

06-0

5-10

0:0

0

06-0

5-10

1:0

4

06-0

5-10

2:0

8

06-0

5-10

3:1

2

06-0

5-10

4:1

7

06-0

5-10

5:2

1

06-0

5-10

6:2

5

06-0

5-10

7:3

0

06-0

5-10

8:3

4

06-0

5-10

9:3

8

06-0

5-10

10:

42

06-0

5-10

11:

47

06-0

5-10

12:

51

06-0

5-10

13:

55

06-0

5-10

15:

00

06-0

5-10

16:

04

06-0

5-10

17:

08

06-0

5-10

18:

12

06-0

5-10

19:

17

06-0

5-10

20:

21

06-0

5-10

21:

25

06-0

5-10

22:

30

06-0

5-10

23:

34

Ciś

nie

nie

w s

toja

kch

se

kcji,

p[M

Pa

]

Czas [dni] Rys. 10.69. Przebieg zmienności ciśnienia w stojakach w ciągu jednego dnia eksploatacji pola ścianowego

Drugi charakterystyczny przebieg pracy to powolne narastanie ciśnienia od wartości

najniższych lub podporności roboczej, rozciągnięte w czasie np. 3 godziny, 1 dnia lub 3 dni.

Ciśnienie to rejestrowano w trakcie postojów i przerw eksploatacyjnych. Podczas analiz

zauważono pewną prawidłowość. Nachylenie linii ilustrującej narastanie ciśnienia podczas

postojów dłuższych, za które będziemy uważać co najmniej jednodniowe, jest łagodniejsze niż

nachylenia linii narastania ciśnienia podczas postojów krótszych, np. nocnych (trwających od 3 do

kilku godzin, rys. 10.68)

10.3.2. Analizapracysekcjiobudowywtrakcieurabianiapolaścianowego1/VI

Spostrzeżenia wynikające z wcześniejszych analiz rozkładu ciśnienia w polu ścianowym

pozwoliły na przyjęcie kryteriów eliminacji rejestrowanych ciśnień stojaków.

odrzucono ciśnienia niższe niż 25 MPa;



droga przesuwnika jest nie mniejsza niż 0,2 m‐ jeżeli obudowa po jej rozparciu nie

osiągnęła podporności wstępnej, to po czasie potrzebnym na wykonanie skrawu na

głębokość 0,2 m powinna ona przejść w zakres podporności wyższej niż wstępna;

do analiz powinny być zakwalifikowane obudowy pracujące z urabianiem dozowanym na

„ząb piły”;

od skrzyżowań ściana – chodniki przyścianowe powinno wyeliminować się po 40 sekcji –

najczęściej sterowanie sekcjami odbywało się ręcznie i nie osiągały one podporności

roboczej.

Automatyka i oprogramowanie kompleksu ścianowego nie umożliwiały jednak znalezienia

rejestrowanego parametru pracy, który pozwoliłby na wyeliminowanie sekcji niepracujących na

„ząb piły”.

Po przyjęciu kryteriów eliminacji danych można było przeprowadzić analizę ciśnień wzdłuż

wybiegu ściany (rys. 10.70). Rysunek przedstawia ciśnienia w przedziale czasowym 5 miesięcy.

Ramką zaznaczono okres czasowy, w którym ściana prowadzona była na odcinku wybiegu

o stwierdzonych maksymalnych wartościach zmiany wysokości i szerokości. Skupiono się na

wykonaniu trendów narastania ciśnienia w poszczególnych okresach pracy. Analizę ograniczono

do odcinka o wzmożonych deformacjach chodników przyścianowych oraz okresu dwóch miesięcy

prowadzenia ściany przed i poza tym odcinkiem.

Rys. 10.70. Charakterystyka pracy sekcji w ciągu pięciu miesięcy eksploatacji z uwzględnieniem warunków selekcji danych

900 m wybiegu

ściany

1300 m wybiegu

ściany



Rysunek 10.70 pokazuje, że przez wyznaczanie linii trendu jako logarytmicznej lub prostej

możemy wskazać obszar w polu ścianowym o wyższych ciśnieniach niż w pozostałej części pola.

Przed interesującym nas okresem (na rysunku zaznaczone na czerwono) ciśnienie wzrasta,

osiągając maksimum, a następnie maleje wraz ze zbliżaniem się do końcowej części

charakterystycznego odcinka. Analizą objęto sekcje od 40 do 100.

Analizy z uwzględnieniem skrajnych odcinków długości ściany (od 1 do 40 i od 101 do 141

sekcji) wykonano w trakcie podziału rozkładu ciśnień na mniejsze interwały czasowe (jeden

tydzień, dzień, rys. 10.71, 10.72).

Można stwierdzić, że w momencie wzrostu ciśnień w stojakach w środkowej części długości

ściany ciśnienia w stojakach sekcji skrajnych pozostają na niezmienionym poziomie lub maleją.

Jedynie wzdłuż odcinka o wzmożonych deformacjach wyrobisk ciśnienie w sekcjach skrajnych jest

zbliżone do ciśnień w stojakach pozostałych sekcji (rys. 10.70) lub gwałtownie rośnie –

w szczególności w sekcjach od 1 do 40 (od strony chodnika podścianowego, rys. 10.71).

2/8/

10

3/8/

10

4/8/

10

5/8/

10

6/8/

10

7/8/

10

8/8/

10

Czas [dni]

24

26

28

30

32

34

36

38

40

42

44

46

Ciś

nien

ie [M

Pa]

Sekcja nr 6 = 31,4491-0,0015*xSekcja nr 70 = 32,6582+0,0004*x Sekcja nr 135 = 29,6559+0,001*x

Legenda: Sekcja nr 6 Sekcja nr 70 Sekcja nr 135

Ciśnienie w stojakach sekcji, p [MPa]

Rys. 10.71. Zmiana ciśnienia w sekcjach obudowy na odcinku od 1000 do 1070 metra wybiegu ściany



9/8

/10

10/8

/10

11/8

/10

12/8

/10

13/8

/10

14/8

/10

15/8

/10

Czas [dni]

24

26

28

30

32

34

36

38

40

42

44

46

Ciś

nien

ie [M

Pa]

Sekcja nr 6 = 28,0136+0,0064*xSekcja nr 70 = 32,0922-0,0013*xSekcja nr 135 = 30,8656-0,0003*x

Legenda: Sekcja nr 6 Sekcja nr 70 Sekcja nr 135

Ciśnienie w stojakach sekcji, p [MPa]

Rys. 10.72. Zmiana ciśnienia w sekcjach obudowy na odcinku od 1070 do 1150 metra wybiegu ściany

Przykłady zmienności ciśnienia w poszczególnych sekcjach obudowy w funkcji czasu pokazano

na rysunkach 10.71 i 10.72 w odniesieniu do 1000÷1150 metra wybiegu ściany.

Wykorzystując współczynnik kierunkowy linii trendów wyznaczonych dla sekcji skrajnych i ze

środkowej części ściany, przeanalizowano przebieg prędkości narastania ciśnień wzdłuż wybiegu

i długości ściany w ciągu dwóch miesięcy. Ciśnienia rejestrowane wzdłuż wybiegu ściany, wraz

z postępem ściany, wykazały znacznie silniejszy związek z lokalizacją obszarów wzmożonego

ciśnienia górotworu w chodnikach badawczych. Na rysunku 10.73 przedstawiono przebiegi

prędkości wzrostów ciśnienia w trzech przykładowych sekcjach. Przed strefą wzmożonej

deformacji w chodnikach przyścianowych prędkości narastania we wszystkich sekcjach są

porównywalne.



Rys. 10.73. Przebieg prędkości narastania ciśnienia w sekcjach skrajnych i środkowej

Posługując się współczynnikiem kierunkowym linii trendu wyznaczono przebiegi prędkości

narastania ciśnienia wzdłuż wybiegu ściany oraz wzdłuż długości ściany. Za lepiej obrazujące pracę

sekcji i możliwość przewidzenia wystąpienia wzmożonych ciśnień górotworu uznano przebiegi

wzdłuż wybiegu ściany.

Na rysunku 10.73 pokazano przebiegi prędkości narastania ciśnienia w przykładowych

sekcjach. Największą prędkość narastania cechuje się sekcja 70 (około 55 MPa/dobę), w sekcji 6

prędkość narastania ciśnienia wynosi 38 MPa/dobę. Najniższą wartość zarejestrowano w sekcji

135, gdzie wynosi ona 20 MPa/dobę. W miarę przesuwania się wyrobiska ścianowego

i zmniejszania odległości do strefy wzmożonych deformacji w sekcjach 70 i 135 prędkość

narastania ciśnienia wzrasta. Jej wartości odpowiednio wynoszą około 64 MPa/dobę i 40

MPa/dobę. W sekcji 6 zarejestrowano sytuację odwrotną prędkość narastania ciśnienia się

zmniejsza. Wyniki analiz potwierdziły wcześniejsze przypuszczenia, że sekcje skrajne, jako

niestabilne, nie powinny być brane pod uwagę w trakcie analizy wyników pracy obudowy

w aspekcie deformacji chodników przyścianowych.

Uwzględniając wnioski z wcześniejszych rozważań, prześledzono prędkości narastania

z zagęszczeniem częstotliwości ich odczytów z sekcji środkowych, z uwagi na ilość analiz

przedstawiono tylko przykład dla jednej sekcji (rys. 10.74). W miarę zmniejszania się dystansu do

odcinka z zarejestrowanymi maksymalnymi deformacjami, prędkość narastania ciśnienia wzrasta.

Natomiast w samej strefie jest ona bardziej zmienna.

Przyjmując, na podstawie przeprowadzonych analiz narastania ciśnienia, że jego wartość

średnia w sekcjach od 40 do 100 wynosi 50 MPa/dobę, możemy się spodziewać w odległości 100

m przed frontem ściany wzmożonych deformacji wyrobisk przyścianowych. Warunkiem

-60

-40

-20

0

20

40

60

80

100

120

201

0-0

7-1

3

201

0-0

7-1

5

201

0-0

7-1

7

201

0-0

7-1

9

201

0-0

7-2

1

201

0-0

7-2

3

201

0-0

7-2

5

201

0-0

7-2

7

201

0-0

7-2

9

201

0-0

7-3

1

201

0-0

8-0

2

201

0-0

8-0

4

201

0-0

8-0

6

201

0-0

8-0

8

201

0-0

8-1

0

201

0-0

8-1

2

201

0-0

8-1

4

201

0-0

8-1

6

201

0-0

8-1

8

201

0-0

8-2

0

201

0-0

8-2

2

201

0-0

8-2

4

201

0-0

8-2

6

201

0-0

8-2

8

Prę

dkość

na

rast

an

ia c

iśn

ien

ia [

MP

a/d

obę

]

Czas [dni]

Sekcja nr 6 Sekcja nr 70 Sekcja nr 135

900 m wybiegu 1300 m wybiegu ściany



przystąpienia do ewentualnych zabiegów wzmacniających wyrobisko przed frontem ściany

powinno być wzrastanie przez kolejne dni wartości prędkości narastania ciśnienia.

W dalszym postępowaniu skupiono się na charakterystyce pracy obudowy w trakcie postojów

eksploatacyjnych.

20

25

30

35

40

45

2011‐06‐01

2011‐06‐08

2011‐06‐15

2011‐06‐22

2011‐06‐29

2011‐07‐06

2011‐07‐13

2011‐07‐20

2011‐07‐27

2011‐08‐03

2011‐08‐10

2011‐08‐17

2011‐08‐24

2011‐08‐31

Prędko

ść narastania ciśnienia dla sekcji nr

70 [MPa/dobę]

Czas [dni]Prędkość narastania ciśnienia w sekcji w rozpatrywanym czasie Średnia prędkość narastania ciśnienia w sekcji ‐ czerwiecŚrednia prędkość narastania ciśnienia w sekcji ‐ lipiec Średnia prędkość narastania ciśnienia w sekcji ‐ sierpień

900 m wybiegu ściany 1300 m wybiegu ściany

Rys. 10.74.Przebieg prędkości narastania ciśnienia w sekcji środkowej

10.3.3. Analizapracysekcjiobudowywtrakciepostojówściany

W trakcie eksploatacji pola ścianowego 1/VI występowały przerwy w urabianiu trwające od

kilku minut do kilku dni. Pracę obudowy analizowano podczas kilkugodzinnych postojów

konserwacyjnych. Zwykle wynosiły one od 5 do 7 godzin, a analizie poddano sekcje od 40 do 100.

W trakcie postojów ciśnienie w stojakach wzrastało przez około 4 godziny aż do osiągnięcia

wartości, przy której następuje zadziałanie zaworu ograniczającego ciśnienie, tj. około 45 MPa.

Przez pozostały czas postoju sekcji ciśnienie maleje i wzrasta w zakresie ±1 MPa.

Przebieg narastania ciśnienia w sekcji obudowy można opisać równaniem eksponencjalnym:

gdzie:

p – średnie ciśnienie w stojakach sekcji [MPa],

t – czas przyrostu ciśnienia [min],

a – współczynnik [Pa∙min],

b – współczynniki [min].

Współczynniki a i b dopasowano metodą regresji wielokrotnej realizowanej w programie

Statistica. Otrzymano bardzo dobre dopasowanie przebiegu funkcji do danych pomiarowych,

uzyskując wartości R w granicach od 0,87 do 0,98. Sporadycznie wartość R wynosiła poniżej 0,5,

czego powodem mogło być na przykład przesterowanie obudowy w trakcie postoju. Dopasowanie

funkcji do danych pomiarowych przedstawiono na rysunku 10.75.



Rys. 10.75. Dopasowanie zmian ciśnienia w czasie zarejestrowanych dla sekcji nr 70

Po otrzymaniu współczynników a i b funkcję scałkowano w podanych poniżej granicach,

posługując się metodą przybliżoną przy użyciu programu Matlab:

W wyniku całkowania otrzymano parametr, którego wymiarem fizyczny jest paskalominuta.

W tabeli 10.8 przedstawiono przykładowe wyniki, otrzymany parametr nazwano współczynnikiem

przyrostu ciśnienia ξ.

Średnią wartość współczynnika ξ dla sekcji od 40 do 100 wzdłuż wybiegu ściany

zaprezentowano na rysunku 10.76. W początkowej fazie pracy kompleksu strugowego, kiedy to

następował rozruch ściany (okres 3 miesięcy), wartość współczynnika ξ wynosiła 6,70∙104 ÷

7,30∙104 Pa∙min. W okresie tym dochodziło do częstych przerw eksploatacyjnych. W kolejnych

miesiącach eksploatacja odbywała się bez zakłóceń, przy zmienionej organizacji pracy

i efektywniejszym wykorzystaniu kompleksu ścianowego. W okresie tym wartość współczynnik ξ

stopniowo wzrastała aż do wartości maksymalnej 7,99∙104 Pa∙min. Są to dane z postoju wyrobiska

ścianowego po dwóch dniach eksploatacji, w trakcie których osiągnięto maksymalne wydobycie

dobowe wynoszące około 17 000 tys. Mg/dobę i średni postęp dobowy równy 20 m. W dalszej

części wybiegu ściany eksploatacja obywała się bez zakłóceń ze średnim postępem dobowym

wynoszącym 10 m. Obszar zaznaczony na czerwono (rys. 10.76) odpowiada odcinkowi wyrobisk

przyścianowych o wzmożonych deformacjach (900÷1300 metra wybiegu ściany).



Tabela 10.8. Wartości współczynników funkcji dopasowania i współczynnika przyrostu ciśnienia

Nr sekcji Współczynnik

"a"Współczynnik

"b"Dopasowanie

R

Współczynnik przyrostu ciśnienia

ξ [Pa∙min]

51 219,3150 21,8992 0,97 7,8199·104

52 200,7710 13,8823 0,97 7,4405·104

53 192,7800 26,4652 0,95 6,7345·104

54 188,4710 10,3220 0,91 7,1141·104

55 205,3090 2,7109 0,79 8,0822·104

56 203,4330 17,4438 0,97 8,0088·104

57 169,6310 15,7929 0,98 6,2268·104

58 203,0860 15,4250 0,97 7,4685·104

59 225,4980 18,2751 0,97 8,1783·104

60 208,3220 21,6194 0,95 7,4375·104

61 200,5910 33,2145 0,94 6,8109·104

6,50E+04

6,70E+04

6,90E+04

7,10E+04

7,30E+04

7,50E+04

7,70E+04

7,90E+04

8,10E+04

2010‐03‐28

2010‐04‐07

2010‐04‐17

2010‐04‐27

2010‐05‐07

2010‐05‐17

2010‐05‐27

2010‐06‐06

2010‐06‐16

2010‐06‐26

2010‐07‐06

2010‐07‐16

2010‐07‐26

2010‐08‐05

2010‐08‐15

2010‐08‐25

2010‐09‐04

2010‐09‐14

2010‐09‐24

2010‐10‐04

2010‐10‐14

2010‐10‐24

2010‐11‐03

2010‐11‐13

2010‐11‐23

Wspólczynnik przyrostu cisnienia ?[Pa ∙min]

Czas [dni]

900mwybiegusciany

1300 m wybiegu sciany

Rys. 10.76. Średnie wartości współczynnika przyrostu ciśnienia w sekcjach obudowy nr 40÷100 wzdłuż wybiegu ściany



10.4. Badania zależności konwergencji wyrobisk chodnikowych

iwspółczynnikaprzyrostuciśnienia

Za najbardziej charakterystyczny parametr deformacji wyrobisk przyścianowych uznano

konwergencję pionową kpi. Porównano ją z otrzymanymi wartościami współczynnika przyrostu

ciśnienia ξ i wyniki porównania przedstawiono na rysunku 10.77. Wynika z niego jednoznacznie,

że istnieje zależność pomiędzy deformacją wyrobisk przyścianowych a ciśnieniami w stojakach

sekcji obudowy zmechanizowanej, na których podstawie obliczono współczynnik przyrostu

ciśnienia ξ. Można więc przyjąć, że znając wartość współczynnika ξ, możemy określić przyrost kpi

przed frontem ściany (w odległości około 100 m w chodniku podścianowym i 50 m w chodniku

nadścianowym), a co za tym idzie ‐ odcinki wyrobiska o wzmożonych deformacjach.

‐500

0

500

1000

1500

2000

2,00E+04

3,00E+04

4,00E+04

5,00E+04

6,00E+04

7,00E+04

8,00E+04

9,00E+04

2010‐03‐28

2010‐04‐07

2010‐04‐17

2010‐04‐27

2010‐05‐07

2010‐05‐17

2010‐05‐27

2010‐06‐06

2010‐06‐16

2010‐06‐26

2010‐07‐06

2010‐07‐16

2010‐07‐26

2010‐08‐05

2010‐08‐15

2010‐08‐25

2010‐09‐04

2010‐09‐14

2010‐09‐24

2010‐10‐04

2010‐10‐14

2010‐10‐24

2010‐11‐03

2010‐11‐13

2010‐11‐23 K

onwergencja chodników przyscianowych [mm]

Wspólczynnik przyrostu cisnienia ?[Pa ×min]

Czas [dni]Wspólczynnik przyrostu cisnienia

Konwergencja pionowa chodnika podscianowego [mm] w odleglosci 90÷110 m przed frontem sciany

Konwergencja pionowa chodnika nadscianowego [mm] w odleglosci 30÷50 m przed frontem sciany

Rys. 10.77. Zależność konwergencji pionowej i współczynnika przyrostu ciśnienia od wybiegu ściany



Rys. 10.78. Nomogram do prognozowania deformacji wyrobisk przed i za frontem ściany

Na podstawie otrzymanych wyników stworzono nomogram (rys. 10.78) pozwalający na

prognozowanie wystąpienia wzmożonych deformacji wyrobisk przyścianowych przed frontem

ściany w chodniku podścianowym. Znając wartość współczynnika ξ odczytanego za pomocą

y = 1E‐05x2

‐0,0094x + 0,5668

R² = 0,9792

0100

200300

400500

600700

800900

1000

1100

1200

1300

1400

1500

1600

1700

1800

1900

Konwergencja pionowa w odleglosci 100 m przed czolem sciany,

k pi 100[m

m]

y = 6E‐09x2+ 0,0007x ‐73,907

R² = 0,9146

02468

10

12

14

16

18

20

22

6,60E+04

6,70E+04

6,80E+04

6,90E+04

7,00E+04

7,10E+04

7,20E+04

7,30E+04

7,40E+04

7,50E+04

7,60E+04

7,70E+04

7,80E+04

7,90E+04

8,00E+04

8,10E+04Przyrost konwergencji pionowej naodcinku

100÷200m przed czolem sciany, ?kpi

[mm/m]

Wspólczynnik przyrostu cisnienia, ?[Pa∙m

in]

y = 0,0006x2

‐0,2114x + 1249,1

R² = 0,7748

1000

1100

1200

1300

1400

1500

1600

1700

1800

1900

2000

2100

2200

2300

2400

2500

2600

konwergencja pionowa wodleglosci 200 m

za czolem sciany, kpi‐200 [mm]



oprogramowania kompleksu ścianowego lub obliczonego na podstawie ciśnień w stojakach sekcji

obudowy, możemy określić wielkość przyrostów konwergencji pionowej Δkpi (konwergencja

względna) na odcinku l200÷100 wyrobiska przyścianowego (100÷200 m przed czołem ściany).

Przyrost ten został wyznaczony analitycznie:

gdzie:

kpi 100 – konwergencja pionowa w odległości 100 m przed czołem ściany [mm],

kpi 200 – konwergencja pionowa w odległości 200 m przed czołem ściany [mm].

Otrzymana wartość Δkpi oznacza, iż na jeden metr rozpatrywanej długości wyrobiska (100 m)

przypada konwergencja pionowa o wartości 11 mm.

Na podstawie konwergencji względnej możemy określić całkowitą konwergencję pionową

kpi 100 w odległości 100 m przed frontem eksploatacji. Wartość konwergencji przed czołem ściany

pozwala na określenie całkowitej konwergencji pionowej kpi ‐200 w odległości 200 m za czołem

ściany.

Za wartość graniczną współczynnika ξ, powyżej której nastąpią wzmożone deformacje

wyrobiska przyścianowego, przyjęto 7,50∙104 Pa∙min, co odpowiada konwergencji kpi 100

wynoszącej 1,50 m i konwergencji kpi ‐200 o wartości około 2,15 m.

Po przekroczeniu przyjętej wartości granicznej współczynnika ξ rejestrowanej na przykład na

400 metrze wybiegu ściany możemy się spodziewać na 500 metrze wybiegu pogorszonych

warunków utrzymania chodnika oraz samego skrzyżowania ściana‐chodnik. W rezultacie

należałoby zastosować dodatkowe wzmocnienie na przykład w postaci kotwienia lub podparcia

stojakami. W zależności od dobowego postępu ściany na wzmocnienie rejonu wyrobiska, gdzie

przewiduje się wzmożone jego deformacje, mielibyśmy około 10 dni. Jednocześnie wiemy, że na

500 metrze wybiegu ściany za frontem eksploatacji pojawią się wzmożone deformacje.

Schematycznie opisaną sytuację przedstawiono na rysunku 10.79.



400 m

500 m

ξ > 7,50×104 Pa×sRejon wzmożonych

deformacji

500 m

ξ < 7,50×104 Pa×sRejon wzmożonych

deformacji

Wykonanie dodatkowego

wzmocnienia

Rys. 10.79. Schematyczne zobrazowanie sytuacji rejestracji wskaźnika przyrostu ciśnienia

Zależności wskaźnika RQD od wytrzymałości skał stropowych na ściskanie określonych na

podstawie badań penetrometrycznych i wykorzystano do budowy monogramu (rys. 10.80).

Innym sposobem określenia wielkości konwergencji kpi 100 oraz kpi ‐200 jest wykorzystanie

wartości postępu ściany. Zakładając, że w danym tygodniu prognozowany postęp ściany v będzie

wynosił 11 m/dobę, można odczytać wartość Δkpi na odcinku l100÷200 i wyznaczyć konwergencję

kpi 100 z monogramu zamieszczonego na rysunku 10.78.

Zakładają, że konwergencja względna (kpi 150) w odległości 150 m przed czołem ściany wynosi

11 mm/m, wówczas kpi 150 wynosić będzie 0,55 m:

Należy jednak pamiętać, iż wartość kpi 150 równa 0,55 m jest spowodowana wpływem ciśnienia

eksploatacyjnego i należy do niej dodać wartość konwergencji Δkp spowodowanej ciśnieniem

pierwotnym. W przypadku pola ścianowego 1/VI wypiętrzenie to wynosiło średnio 0,4 m.

Uwzględniając Δkp, konwergencję kpi 150 można obliczyć za pomocą równania:

Calizna

Zroby

Zroby

ξ > 7,50 ∙ 104 Pa∙s

ξ < 7,50 ∙ 104 Pa∙s



0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

Przyrost konwergencji na odcinku 90÷200 m

od czola sciany [mm/m]

2

7 8 910

11

12

13

14

15

16

17

18

Postep sciany, v [m/dobe]

1'

25

27

29

31

33

35

37

39

41

43

45

0 510

15

20

25

30

35

40

45

50

55

60

65

70

75

80

85

90

95

100

Wytrzymalosc na sciskanie, Rc[MPa]

RQD[%]

Pakiet skal od 0 do 8 m

1

Rys. 10.80. Nomogram zależności wielkości konwergencji pionowej od wytrzymałości skał stropowych na ściskanie, wskaźnika RQD oraz postępu dobowego ściany

Znajomość wartości konwergencji przed frontem ściany jest ważna dla zaplanowania zakresu

głębokości wykonywania pobierki spągu oraz odległości, od czoła ściany w jakiej powinna się

odbywać. Przy eksploatacji pokładów kompleksami strugowymi spąg wyrobiska leży około 1 m

poniżej spągu pokładu. Z uwagi na umiejscowienie w chodnikach przyścianowych napędów

głównego i pomocniczego struga oraz przenośnika ścianowego na skrzyżowaniu z wyrobiskiem

ścianowym spąg pokładu i spąg wyrobiska powinny znajdować się w jednej płaszczyźnie poziomej.

Dokonując pobierki spągu zbyt późno lub zbyt wcześnie albo na nieodpowiednią głębokość,

możemy nie uzyskać tych samych współrzędnych położenia spągu chodnika i pokładu.

Konwergencja w odległości poniżej 100 m przed frontem eksploatacji mierzona była tylko do

miejsca lokalizacji układu przekładkowego, tj. około 30 m od skrzyżowania ściana‐chodnik.

Konwergencja na tym odcinku jest bardziej intensywna (o około 20%) w stosunku do odcinka

30÷50 m przed czołem ściany. Po przeprowadzeniu pobierki w odległości 150 m od czoła ściany na

głębokość 0,65 m możemy wyznaczyć konwergencję pionową. Przy założeniu, że do 100 m przed

czołem ściany konwergencja względna Δkpi będzie wynosić 11 mm/m, poniżej tej odległości na

odcinku (l100‐35) około 70 m konwergencja względna po pobierce Δkpip będzie wynosić około

7,5 mm/m (rys. 10.81). Zatem konwergencja przed skrzyżowaniem ściana‐chodnik ksch (w rejonie



układu przekładkowego) będzie wynosić około 1,075 m. Wielkość konwergencji pionowej ksch

można wyznaczyć z równania:

Rys. 10.81. Zależność konwergencji względnej na odcinku 35÷100 m od przyrostu konwergencji względnej na odcinku 100÷200 m przed czołem ściany

Ocenę możliwości przewidywania miejsc wzmożonego ciśnienia górotworu objawiającego się

zintensyfikowanymi deformacjami wyrobisk przyścianowych, na podstawie parametrów pracy

obudowy zmechanizowanej, przeprowadzono, wyznaczając najbardziej charakterystyczny

parametr deformacyjny wyrobisk, jakim jest konwergencja pionowa oraz, parametr pracy

obudowy nazwany współczynnikiem przyrostu ciśnienia (ξ). Korelacja tych parametrów pozwoliła

na stworzenie nomogramu (rys. 10.78) umożliwiającego prognozowanie wystąpienia wzmożonego

ciśnienia eksploatacyjnego w odległości około 100 m przed frontem eksploatacji oraz podanie

wartości konwergencji zarówno przed, jak i za ścianą.

Obecnie nie ma możliwości bezpośredniego wykorzystania oprogramowania kompleksów

strugowych do oceny deformacji wyrobisk i przyrostu ciśnienia górotworu. Zaproponowana

w pracy metodyka opiera się na:

wykorzystaniu równania eksponencjalnego typu: w celu

wyznaczenia współczynników przyrostu ciśnienia a i b;

ustaleniu czasu postoju w przedziale 200÷600 min, co będzie odpowiadać czasowi t

(optymalne jest przyjęcie czasu postoju wynoszącego 400 min);

obliczeniu współczynników a i b w czasie t równym 400 min i scałkowaniu równania w celu

wyznaczenia wartości współczynnika ξ;



uśrednieniu współczynnika ξ w odniesieniu do sekcji środkowych (odrzucenie po 40 sekcji

skrajnych);

obliczaniu średniej wartości współczynnika ξ przy pominięciu wyniku całkowania

z dopasowaniem poniżej R = 0,5;

wyznaczeniu współczynnika ξ>7,50∙104 Pa∙min dla co najmniej dwóch postojów, co będzie

sygnalizowało możliwość wystąpienia wzmożonych deformacji w odległości 100 m od czoła

ściany.

Na rysunku 10.82 przedstawiono schemat blokowy algorytmu obliczeniowego.

Z uwagi na poddanie analizie tylko jednego pola ścianowego algorytm ten może być

zastosowany tylko w odniesieniu do warunków pola VI pokładu 385/2, gdzie planuje się

eksploatację kolejnych pól ścianowych z zastosowaniem kompleksu strugowego.

Zaproponowany sposób identyfikacji stref wzmożonych deformacji wyrobisk przyścianowych

może być bardziej uniwersalny dla LW Bogdanka po przeprowadzeniu analiz w kolejnych polach

ścianowych. Obecnie prace takie prowadzone są w rejonie ściany 7/VII w polu Nadrybie.

Metoda ta z powodzeniem może zostać zaadaptowana w kopalniach Górnośląskiego Zagłębia

Węglowego po wcześniejszych badaniach w obrębie wytypowanych pól ścianowych.

Opracowany algorytm, po pewnych modyfikacjach, można wykorzystać praktycznie

w odniesieniu do dowolnych kompleksów ścianowych wyposażonych w sekcje z czujnikami

ciśnienia zainstalowanymi w stojakach hydraulicznych z możliwością ciągłej rejestracji, zapisu

danych i ich wizualizacji.

Dotychczasowe doświadczenia potwierdzają również możliwość innych zastosowań

opracowanej metodyki, w których wskazane parametry pracy obudowy mogą być przydatne,

np. do określania ryzyka zaistnienia obwału skał w wyrobisku ścianowym.



Rys. 10.82. Schemat blokowy algorytmu obliczeniowego



11. Modelowanie numeryczne obciążenia chodnikaprzyścianowego za pomocą metody elementów brzegowych(MEB)orazmetodyelementówskończonych(MES)

11.1. ModelowaniezapomocąprogramuExamine3D

Program Examine 3D umożliwia analizę naprężeń w wyrobiskach kopalni podziemnej. Jest on

oparty na metodzie elementów brzegowych (MEB), która pozwala otrzymać przybliżone

rozwiązania zagadnień brzegowych mechaniki ośrodków ciągłych (Examine 3D, 2001). Zagadnienia

brzegowe oznaczają poszukiwanie rozwiązań równań różniczkowych cząstkowych lub zwyczajnych

opisujących zjawisko występujące w modelu kontinuum, czyli w ośrodku ciągłym. Rozwiązaniem

tych równań są funkcje spełniające te równania przy założeniu narzuconych warunków

brzegowych (Majcherczyk, Saszenko i Sdwiżkowa, 2006b). W metodzie elementów brzegowych

opisuje się tylko brzeg modelu. W zagadnieniach płaskich elementy są liniami, a w zagadnieniach

przestrzennych wielokątami. Metoda elementów brzegowych polega na wykorzystaniu

rozwiązania fundamentalnego danego równania różniczkowego i wymaga aproksymacji funkcji

stanowiącej rozwiązanie tylko na brzegu obszaru za pomocą tak zwanych elementów brzegowych.

Używając wzorów Greena i stosując rozwiązanie fundamentalne, otrzymuje się brzegowe

równanie całkowe. W wyniku zapisu tego równania dla każdego węzła siatki brzegowej w formie

zdyskredytowanej zostaje wygenerowany układ równań algebraicznych liniowych, którego

rozwiązanie daje rozkład poszukiwanej funkcji na brzegu obszaru. Podstawowe rozwiązanie

postawionego zagadnienia otrzymuje się na brzegu modelu (Cheng i Cheng, 2005).

Podstawowe zalety metody elementów brzegowych w porównaniu z metodą elementów

skończonych to (Brebbia, 1980; Crouch, 1983; Dobrociński, 1989; Tajduś, 2012):

uproszczenie działań matematycznych szczególnie w zadaniach trójwymiarowych,

co związane jest z tym, że dyskretyzuje się nie cały obszar, a tylko jego granice;

uproszczony podział na elementy oraz skrócenie czasu przygotowania danych

wejściowych;

możliwość obliczania w zadaniach liniowych wartości poszukiwanych wielkości nie tylko

w węzłach, ale w dowolnym punkcie obszaru, bez konieczności aproksymacji, co jest

szczególnie ważne dla stref ze znacznymi gradientami funkcji;

prostota rozwiązywania zadań w odniesieniu do obszaru nieskończonego;



naturalność rozwiązywania różnorodnych zadań stykowych (związanych ze szczelinami,

systemami warstw i bloków) uwarunkowana tym, że w prostych wariantach MEB łatwo

jest wiązać siły i nieciągłości przesunięć na stykach.

W obliczeniach można przyjmować dwie hipotezy wytężeniowe:

Coulomba‐Mohra, opartą na wytrzymałości na rozciąganie, kącie tarcia wewnętrznego

oraz kohezji;

Hoeka–Browna, uwzględniającą wytrzymałość na jednoosiowe ściskanie skały

nienaruszonej oraz empiryczne stałe materiałowe m i s dobierane za pomocą programu

Rocklab lub na podstawie tabel.

Do analizy i określania stref zniszczenia górotworu wokół wyrobisk w modelu numerycznym

wykorzystuje się wskaźnik wytężeniowy SF (Strength Factor), wyrażający stosunek wytrzymałości

skały do naprężeń zredukowanych w danym punkcie (www.rocksciene.com). Jeśli wartość SF jest

mniejsza od 1, oznacza to, że naprężenie zredukowane przekracza wytrzymałość górotworu

w punkcie i może nastąpić zniszczenie materiału (analiza plastyczna). Przy założeniu, że układ jest

sprężysty, uszkodzenie materiału nie występuje.

Kryterium Mohra–Coulomba (Wojtaszek, 1994;Brent, 1997)

Kryterium to opisuje liniową zależność pomiędzy naprężeniami normalnymi oraz stycznymi

(lub maksymalnymi i minimalnymi naprężeniami głównymi) w strefie zniszczonej. Wielkości

potrzebne do wyznaczenia szukanej zależności to:

(37)

Po wykorzystaniu wyrażeń na naprężenia σ i τ w równaniu stanu granicznego na powierzchni

poślizgu:

otrzymujemy następujący związek:

(40)

gdzie: σ, τ – naprężenia normalne i styczne na powierzchni poślizgu, σI – maksymalne naprężenie

główne, σIII – minimalne naprężenie główne, (σI + σIII)/2 – współrzędna pozioma środka koła

Mohra, (σI ‐ σIII)/2 – promień koła Mohra, – kąt tarcia wewnętrznego, c – spójność materiału.



Kryterium Hoeka–Browna

Warunek wytrzymałościowy Hoeka–Browna określa empiryczną zależność pomiędzy

naprężeniami głównymi a wytrzymałością skał na ściskanie oraz parametrami mb, s i a

charakteryzującymi jakość górotworu (Korzeniowski, 2006; Prusek, 2008; Majcherczyk, Saszenko

i Sdwiżkowa, 2006b). Ogólna postać warunku Hoeka– rowna, ustalona na postawie badań próbek

skalnych, jest następująca (Hoek i Brown,1980; Hoek, Torres i Corkum, 2002):

gdzie: – efektywne naprężenie maksymalne i minimalne przy zniszczeniu, –

wytrzymałość graniczna materiału skalnego na jednoosiowe ściskanie, mb – wartość stałej Hoeka–

Browna dla masywu skalnego, s, a – stałe empiryczne, wyznaczone na podstawie badań

właściwości górotworu.

Stałe mb, s i a wyznacza się na podstawie badań laboratoryjnych próbek skalnych

w trójosiowym stanie naprężeń lub z zależności empirycznych:

gdzie: mi – stała dla nienaruszonej skały, zależna od jej rodzaju, wyznaczana z wykorzystaniem

testu trójosiowego ściskania lub na podstawie danych tabelarycznych, GSI – wskaźnik jakości

górotworu (Geological Strength Index), D – współczynnik osłabienia górotworu wynikający ze

sposobu urabiania.

W przypadku gdy wskaźnik GSI > 25, wówczas parametry s i a warunku Hoeka–Browna wyznacza

się z następujących zależności:

Gdy wskaźnik GSI < 25, stałe kryterium Hoeka – Browna s i a wyznacza się z zależności: s = 0;

a = 0,65 – GSI/200.



W celu określenia stref zniszczenia górotworu wokół wyrobiska oraz naprężeń i odkształceń

zbudowano model geometryczny obejmujący chodniki przyścianowe i wyrobisko ścianowe

(tab. 10.1, 10.2) o następujących parametrach:

‐ chodnik podścianowy: odrzwia typoszeregu ŁPSC, wielkości 12/S:

szerokość 6,8 m,

wysokość 4, 535 m,

chodnik nadścianowy: odrzwia typoszeregu ŁPSC, wielkości 11/S:

szerokość 6,4 m,

wysokość 4,520 m,

wyrobisko ścianowe:

szerokość 6,3 m,

wysokość 1,6 m,

długość 250 m,

nachylenie 2°.

Różnica wysokości chodnika podścianowego względem chodnika nadścianowego wynosi

8,72 m. Przyjęto długość chodników przyścianowych przed frontem oraz za frontem ściany równa

10 m. Siatka numeryczna ma wielkość: 200 m × 71 m × 80 m.

(Uwaga: w programie Examine 3D górotwór traktowany jest jako ośrodek jednorodny – nie

ma możliwości modelowania uwarstwienia górotworu, jak również przestrzeni poeksploatacyjnej.

Ograniczenia programu uwidaczniają się także w braku możliwości modelowania elementów

obudowy chodnika).

Wyniki obliczeń przeprowadzonych w programie Examine 3D przedstawiono w formie tabel

(tab. 11.2÷11.4) oraz na rysunków (rys. 11.1÷11.4).



Tabela 11.1. Parametry górotworu przyjęte w modelu numerycznym

Kryterium Hoeka ‐ Browna

Lp. Parametr Wartość Wymiar

1 Moduł Younga 4600 [MPa]

Wariant

„a” 0,15

„b” 0,20

„c” 0,30

„d” 0,40

2 Liczba Poissona

„e” 0,45

[‐]

3 Głębokość eksploatacji 910 [m]

4 Ciężar objętościowy 0,02609 [MN/m3]

5 Naprężenia pierwotne 25 [MPa]

6 Wytrzymałość na ściskanie 30 [MPa

7 Parametr m 1 [‐]

8 Parametr s 0,04 [‐]

Kryterium Mohra‐Coulomba

1 Moduł Younga 4600 [MPa]

Wariant

„f” 0,15

„g” 0,20

„h” 0,30

„i” 0,40

2 Liczba Poissona

„j” 0,45

[‐]

3 Głębokość eksploatacji 910 [m]

4 Ciężar objętościowy 0,02609 [MN/m3]

5 Naprężenia pierwotne 25 [MPa]

6 Wytrzymałość na rozciąganie 1,150 [MPa]

7 Kohezja 1,860 [MPa]

8 Kąt tarcia wewnętrznego 44,13 [°]

Uwaga: uwzględniając średni ciężar skał nadkładu oraz głębokość

eksploatacji, można ustalić, że naprężenia pierwotne mają wartość 23,74

MPa. Do obliczeń przyjęto wartość większą o 1,26 MPa, uzasadniając to

wskaźnikiem bezpieczeństwa oraz błędem pomiarowym.



Tabela 11.2 Zestawienie wyników dotyczących wskaźnika wytężeniowego Strength Factor

Chodnik podścianowy – strop (spąg) Chodnik nadścianowy – strop (spąg)

Kryterium Wariant Max. zasięg w

chodniku

[m]

Max.

zasięg

wzdłuż

ściany

[m]

L1, L1’

[m]

Max. zasięg w

chodniku

[m]

Max.

zasięg

wzdłuż

ściany

[m]

L2, L2’

[m]

„a”

12,71

(15,90)

20,78

(15,90)

8,95

(w osi

wyrobiska)

11,36

(15,57)

20,75

(16,53)

8,60

(2,85)

„b” 12,33

(15,77)

20,48

(16,30)

9,25

(2,00)

11,61

(15,72)

20,70

(16,70)

9,36

(2,2)

„c” 21,04

(21,24)

26,47

(21,73)

8,80

(1,58)

20,22

(21,31)

26,61

(21,92)

8,53

(3,14)

„d” 12,36

(15,59)

20,01

(16,03)

8,83

(1,91)

11,27

(15,66)

20,20

(16,31)

9,24

(2,82)

Hoeka‐Browna

„e” 11,46

(14,89)

19,01

(15,31)

7,02

(0,81)

10,29

(15,02)

19,09

15,50

7,74

(1,3)

„f” 0,68

(2,80)

3,92

(2,99)

1,27

(0,36 od osi

wyrobiska

do ściany)

0,63

(2,65)

3,78

(2,98)

4,89

(1,52 od

osi

wyrobiska

do ściany)

„g” 0,67

(2,77)

3,92

(2,96)

0,92

(0,35 od osi

wyrobiska)

0,64

(2,63)

3,75

(2,95)

1,07

(1,57)

„h” 1,86

(5,22)

5,85

(5,46)

0,9

(0,36 od osi

wyrobiska

do ściany)

1,75

(5,07)

5,66

(5,33)

0,33

(1,54 od

osi

wyrobiska

do ściany)

„i” 50,89

(48,60)

28,15

(27,96)

środek

przecinki

52,03

(52,54)

28,15

(27,96)

środek

przecinki

Mohra‐Coulomba

„j” ‐ ‐ ‐ ‐ ‐ ‐

L1 ‐ maksymalny zasięg strefy spękań w stropie wzdłuż ściany w chodniku podścianowym,

L2 ‐ maksymalny zasięg strefy spękań w stropie wzdłuż ściany w chodniku nadścianowym,

L1’ – maksymalny zasięg strefy spękań w spągu wzdłuż ściany w chodniku podścianowym,

L2’ ‐ maksymalny zasięg strefy spękań w spągu wzdłuż ściany w chodniku nadścianowym.

Wszystkie wartości wyznaczane są od stropu lub spągu wyrobiska.

Uwaga: ze względu na zmienną litologię oraz właściwości „plastyczne” górotworu poszczególne warianty

charakteryzowały się różną wartością liczby Poissona (poszukiwano takich wartości, które najlepiej

odzwierciedlają warunki in situ – stąd taki szeroki zakres modelowania).



Tabela 11.3. Zestawienie wyników dotyczących naprężeń pionowych σ1 [MPa] na skrzyżowaniu ściana‐chodnik

Chodnik

podścianowy Chodnik nadścianowy

Kryterium Wariant Max.

wartość

naprężeń

pionowych

[MPa]

Max. zasięg

naprężeń

pionowych

w stopie

chodnika

[m]

Max.

wartość

naprężeń

pionowych

[MPa]

Max. zasięg

naprężeń

pionowych

w stopie

chodnika

[m]

105 0,37 105 0,42

90 0,97 90 0,92 „a”

75 2,40 75 2,36

105 0,36 105 0,39

90 0,96 90 0,89 „b”

75 2,39 75 2,32

112 0,44 112 0,37

96 0,96 96 0,98 „c”

80 2,25 80 2,28

105 0,38 105 0,36

90 0,94 90 0,88 „d”

75 2,32 75 2,28

105 0,37 105 0,34

90 0,92 90 0,86

Hoeka ‐ Browna

„e”

75 2,29 75 2,25

105 0,38 105 0,39

90 0,98 90 0,90 „f”

75 2,41 75 2,32

105 0,38 105 0,39

90 0,97 90 0,90 „g”

75 2,40 75 2,31

112 0,38 112 0,37

96 0,98 96 0,95 „h”

80 2,28 80 2,24

105 10,74 105 18,35

90 14,73 90 22,00 „i”

75 21,94 75 29,68

63 0,38 63 0,35

54 0,84 54 0,78

45 1,64 45 1,59

Mohra ‐ Coulomba

„j”

36 6,24 36 6,08



Tabela 11.4. Zestawienie wyników dotyczących przemieszczeń pionowych

Kryterium Wariant

Zasięg przemieszczeń pionowych w

chodniku podścianowym [m] strop,

(maksymalne wartości) w odniesieniu

do prognozowanych wartości

przemieszczeń [mm]

Zasięg przemieszczeń pionowych w

chodniku nadścianowym [m] strop,

(maksymalne wartości) w odniesieniu

do prognozowanych wartości

przemieszczeń [mm]

„a”

1,364 m dla 20 mm (3,80 m dla 30

mm w odległości 3,42 m od chodnika,

9,03m dla 20 mm w odległości 5,37m

od chodnika)

0,51m dla 20 mm (3,41 m dla 30 mm w

odległości 2,49m od chodnika, 8,31 m

dla 20 mm w odległości 4,96 m od

chodnika)

„b”

1, 65 m dla ‐20 mm (3,24 m dla 30


9,07 m dla 20 mm w odległości

4,95 m od chodnika)

0,91m dla 20 mm (3,52m dla 30 mm w

odległości 2,42 m od chodnika, 8,48 m


chodnika)

„c”

1,74 m dla ‐42 mm 12,16 m dla ‐25

mm (6,07 m dla 42 mm w odległości

1,5 m od chodnika, 17,29 m dla 25

mm w odległości 6,82 m od chodnika)

1,26 m dla 42 mm 10,65 m dla 25 mm

(5,55 m dla 42 mm w odległości 2,31 m

od chodnika, 16,36 m dla 25 mm w

odległości 6,68 m od chodnika)

„d”

0,11 m dla ‐30 mm 3,16 m dla 20 mm

(4,28 m dla 30 mm w odległości 0,88

m od chodnika, 9,52 m dla 20 mm w


2,32 m dla 20 mm (3,72 m dla 30 mm w



chodnika)

Hoeka ‐ Browna

„e”

0,13 m dla 30 mm 2,94 m dla 20 mm

(3,8 m dla 30 mm w odległości 0,84 m

od chodnika, 8,71 m dla 20 mm w


2,24 m dla ‐20 mm (3,15 m dla 30 mm

w odległości 0,64 m od chodnika,

8,27 m dla 20 mm w odległości 4,38 m

od chodnika)

„f”

2,04 m dla ‐25 mm (10,11 m dla 25



2,07 m od chodnika)

1,12 m dla 25 mm (9,60 m dla 25 mm w



chodnika)

„g”

2,59 m dla ‐25 mm (2,13 m dla 42 mm

w odległości 1,86 m od chodnika,


6,77 m od chodnika)

1,55 m dla 25 mm (1,67 m dla 42 mm w


dla 25 mm w odległości 5,57m od

chodnika)

„h”

1,72 m dla 42 mm, 12,16 m dla 25

mm (2,18 m dla ‐ 60 mm na

skrzyżowaniu, 5,96 m dla ‐42 mm w

odległości 2,7 m od chodnika, 17,22

m dla ‐25 mm w odległości 7,29 m od

chodnika)

1,25 m dla 42 mm, 10,64 m dla 25 mm

(1,30 m dla 60 mm na skrzyżowaniu,

5,52 m dla ‐42 mm w odległości 2,39 m

od chodnika, 16,32 m dla ‐25 mm w


„i”

3,34 m dla 4 m

7,67 m dla 2,8 m

18,4 m dla 1,71 m

1,56 m dla 4 m

6,93 m dla 2,8 m

18,4 m dla 1,71 m

Mohra‐

Coulomba

„j” 8,68 m dla 6 mm

23,90 m dla 3 mm

8,58 m dla 6 mm

24,40 m dla 3 mm

Uwaga dotycząca odczytywania przemieszczeń pionowych:

np.: w wariancie „a”: 1 364 m dla 20 mm, oznacza, że wysokości 1 364 m nad stopem wyrobiska można się

spodziewać przemieszczenia około 20 mm.



Rys. 11.1. Symulacja numeryczna zasięgu strefy zniszczenia w wariancie „g” (dane zawarte w tabeli 10.1) – chodnik

podścianowy



Rys. 11.2. Symulacja numeryczna zasięgu strefy zniszczenia w wariancie „f” (dane zawarte w tabeli 10.1) – chodnik

nadścianowy



Rys. 11.3 Symulacja numeryczna naprężeń pionowych w wariancie „g” (dane zawarte w tabeli 10.1) – chodnik

podścianowy



Rys. 11.4 Symulacja numeryczna naprężeń pionowych w wariancie „g” (dane zawarte w tabeli 10.1) – chodnik

nadścianowy



Analizę efektu wzmocnienia chodnika podścianowego ściany 1/VI/385 w celu jego utrzymania

za frontem ściany przeprowadzono również za pomocą programu Flac 3D (Rak i Stasica, 2009).

Górotwór modelowano jako ośrodek Coulomba‐Mohra. Obszar i wartości intensywnych

przemieszczeń zaznaczono na rysunku 11.5.

FLAC3D 3.10

Itasca Consulting Group, Inc.Minneapolis, MN USA

©2006 Itasca Consulting Group, Inc.

Step 4811 Model Projection11:20:42 Wed Aug 05 2009

Center: X: 5.000e+001 Y: 0.000e+000 Z: 3.500e+001

Rotation: X: 0.000 Y: 0.000 Z: 0.000

Dist: 7.000e+001 Size: 2.000e+001

Contour of Displacement Mag. Magfac = 1.000e+000 Exaggerated Grid Distortion Live mech zones shown

1.0140e-002 to 5.0000e-002 5.0000e-002 to 1.0000e-001 1.0000e-001 to 1.5000e-001 1.5000e-001 to 2.0000e-001 2.0000e-001 to 2.5000e-001 2.5000e-001 to 2.6404e-001

Interval = 5.0e-002

pile Force Fx Magfac = 0.000e+000

positive wrt SEL systemnegative wrt SEL system

Maximum = 2.731e+005

Rys. 11.5. Przemieszczenia całkowite w rejonie chodnika (wariant W2) ‐ widok płaski

Analizy numeryczne wykazały, że zasięg strefy zniszczenia w spągu wynosi około 4,5 m,

w ociosach do 3 m, zaś w stropie do około 1,5 m.

Ponadto stwierdzono, że:

Konwergencja kpi w odległości około 50 m za czołem ściany wynosi około 0,39 m.

Na podstawie pomiarów in situ te wartości wynosiły od około 0,3 m do około 0,45 m.

Na podstawie wziernikowania otworów badawczych za frontem ściany, określono strefy

zniszczenia sięgające od około 3÷5 m w przypadku stanowisk pomiarowych na 100, 500, 700,

850 metrze wybiegu ściany. Na pozostałych stanowiskach wysokość strefy zniszczenia

wynosiła powyżej 6 m (stanowiska na 300, 1150, 1250 i 1500 metrze wybiegu ściany).

Przy strefie zniszczenia powyżej 6 m na stanowiskach pomiarowych znajdujących się na 1150

i 1250 metrze wybiegu ściany odnotowano największe deformacje wyrobiska chodnikowego.

Na podstawie obliczeń numerycznych w programie Examine 3D stwierdzono, że wysokość

strefy zniszczenia w wariancie obliczeniowym „f” oraz „g”, która wynosi 0,7 m, odpowiada strefie

odprężonej w stropie wyrobisk przyścianowych przed frontem eksploatacji (rozdział 10.1.)



11.2. Próbaocenystatecznościchodnikapodścianowego1/VI/385wjednostronnym sąsiedztwie zrobów na podstawieprzeprowadzonychbadań

Pierwszy odcinek chodnika 1/VI o długości około 700 m wykonano według technologii

opisanej w podrozdziale 3.3 oraz rozdziale 7 (kaszt o wymiarach 1,2×1,2 m). Na całej długości tego

odcinka stan wyrobiska można uznać za bardzo dobry. Odrzwia zachowywały kształt łukowy bez

jakichkolwiek deformacji świadczących o ich asymetrycznym obciążeniu (rys. 11.11). Stopień

zaciśnięcia obudowy zarówno w pionie, jak i poziomie był nieznaczny. Obserwowano wypiętrzenie

spągu, które lokalnie osiągało nawet powyżej 1,5 m. Przy wysokości początkowej wyrobiska 4,6 m

nie generowało to jednak problemów ruchowych, a transport materiałów spalinową kolejką

podwieszaną odbywał się bez zakłóceń. Od około 700 mb rozpoczęto próbę utrzymania chodnika

przy zastosowaniu kasztu o mniejszych wymiarach. Dotychczasowy kaszt o wymiarach

zewnętrznych 1,2 1,2 m (wymiary wewnętrzne 0,9×0,9 m) zastąpiono kasztem o wymiarach

zewnętrznych 0,9 0,9 m (wymiary wewnętrzne 0,6×0,6 m). Przekrój poprzeczny kolumny spoiwa

wypełniającej kaszt uległ zmniejszeniu z 0,81 m2 do 0,36 m2, czyli o ponad 50%. W fazie prób ze

zmniejszonymi gabarytami kasztu (odcinek wyrobiska o długości około 100 m) nie

zaobserwowano niepokojących objawów w postaci przeciążenia obudowy chodnika i na tej

podstawie zdecydowano o kontynuowaniu tej części eksperymentu od około 1000 mb wybiegu

ściany. Wzmocnienie z kasztów o zredukowanych gabarytach zastosowano do ponad 1400 mb

wybiegu ściany. Niestety w trakcie tego doświadczenia pojawiły się pierwsze niepokojące oznaki

w postaci prostowania stropnic obudowy łukowej. Deformacja obudowy chodnika od tego

momentu postępowała stosunkowo szybko i objęła całą długość wyrobiska utrzymywanego

z zastosowaniem kasztów o zmniejszonym przekroju poprzecznym. Pomimo zabudowy podciągu

podpieranego w osi chodnika nie udało się zatrzymać postępującego procesu deformacji

obudowy, lokalnie także pękania stropnic.



Rys. 11.6. Widok chodnika utrzymywanego za ścianą (fot. Ł. Herezy)

Widocznym efektem asymetrycznego obciążenia chodnika jest jego wychylenie w kierunku

niewybieranego ociosu. Oznacza to, że, zgodnie z teorią, maksymalne obciążenie chodnika,

wynikające z uginania się belki wspornika stropowego, następuje pomiędzy osią wyrobiska

a ociosem od strony zrobów. Bezpośrednią przyczyną zaistniałej sytuacji jest postępujący proces

wciskania kasztów wypełnionych spoiwem w stosunkowo mało zwięzły i łatwo uplastyczniający się

spąg iłowcowy, ale w świetle pomiarów dołowych nie można wykluczyć również niszczenia

kasztów. Zastosowanie kasztów o zwiększonym przekroju poprzecznym spowodowało

zdecydowaną poprawę stateczności obudowy chodnika 1/VI w jednostronnym otoczeniu zrobów.

Z uwagi na możliwość powtórnego wykorzystania wyrobiska szczególnie interesujące wydają

się wyniki pomiarów konwergencji poziomej i pionowej. Zachowanie gabarytów poprzecznych

wyrobiska jest w tym wypadku o tyle istotne, że w polu ścianowym 2/VI przewiduje się również

zastosowanie kompleksu strugowego. Konieczne więc będzie zarówno zawrębianie struga

w chodniku 1/VI, jak i prowadzenie napędu pomocniczego struga i napędu przenośnika

ścianowego w świetle tego wyrobiska.

Na odcinku wyrobiska do około 700 mb postępu ściany, tj. tam, gdzie stosowano kaszty

o wymiarach 1,2×1,2 m, średnia konwergencja pionowa wyrobiska wyniosła niespełna 1,8 m.

Skuteczne podparcie stropu skutkowało jednak znacznym odprężeniem ociosu węglowego

(od strony ściany 2/VII), co spowodowało, że średnia konwergencja pozioma osiągnęła około

0,70 m. Na odcinku gdzie przeprowadzono doświadczenia z kasztami o mniejszych wymiarach,

konwergencja pionowa wzrosła do ponad 2,150 m przy średniej konwergencji poziomej



zredukowanej nieznacznie powyżej 0,40 m. W odcinku tym deformacje pionowe spowodowały

obok niszczenia obudowy podporowej okresowe pękanie kotew strunowych, co świadczy

o znacznym odprężeniu pakietu kotwionych skał (do około 5,5 m). Obserwacje te zostały

potwierdzone badaniami wziernikowymi zmierzającymi do określenia intensywności i zasięgu stref

spękań nad chodnikiem podścianowym 1/VI.

Istotny dla zastosowanych wzmocnień chodnika jest fakt, że wzmożone zaciskanie poziome

i pionowe wyrobiska obserwowano 100÷150 m przed frontem ściany. Chociaż wartości zaciskania

nie stwarzały zagrożenia dla prawidłowego funkcjonowania wyrobiska, to należy zwrócić uwagę,

że kotwienie wysokie było prowadzone w chodniku dopiero około 100 m przed frontem

ścianowym. W związku z powyższym można przyjąć, że wzmacnianie kotwami strunowymi było

nieco spóźnione i stosowane w górotworze już objętym oddziaływaniem ciśnienia

eksploatacyjnego. W przyszłości należy rozważyć możliwość kotwienia wysokiego co najmniej

około 150 m przed frontem ściany.

Największe wartości zsuwu elementów obudowy oraz zaciskania chodnika za frontem ściany

zarejestrowano na stanowiskach badawczych znajdujących się na odcinku 700÷1200 mb wybiegu

ściany, tj. w rejonie utrzymywania wyrobiska podścianowego wzmocnionego kasztami

o zredukowanych wymiarach. Na podstawie wyników pomiarów można zauważyć, że zaciskanie

się chodnika oraz zsuw elementów obudowy na stanowiskach badawczych są duże

w początkowym odcinku za frontem ściany (można przyjąć, że jest to odległość do 200 m). Wraz

z oddalaniem się frontu ściany od stanowiska badawczego nie notuje się ani przyrostu zaciskania,

ani przyrostu zsuwu (200÷500 m za czołem ściany), aby później gwałtownie wzrosnąć (500÷700 m

za czołem ściany).

Największą odległość (600÷900 m) za frontem ściany, na której występowało intensywne

zaciskanie wyrobiska, odnotowano na stanowiskach badawczych znajdujących się na 900, 1000,

1100 i 500 mb wybiegu ściany. Głównie więc obserwowano je w odcinku chodnika ze

zredukowanym wymiarem kasztu. Zsuw elementów obudowy od strony pola ścianowego 2/VI na

największej odległości (około 400 m) za frontem ściany odnotowywano na stanowiskach

badawczych na 200÷700 mb wybiegu ściany, a więc tam gdzie podparcie stropu od strony zawału

było najskuteczniejsze.

Podczas obserwacji zachowania się chodnika za frontem ściany zauważalne było obniżenie się

stropu od strony zrobów pola ścianowego 1/VI względem stropu od strony pola 2/VI. Wysokość

stropu względem spągu pokładu zmierzoną w trakcie drążenia chodnika porównano

z usytuowaniem stropu za frontem ściany (od strony zawału) względem spągu pierwotnego.

Największą różnicę (około 1,3 m) odnotowano na 1100÷1150 mb oraz 200 mb wybiegu ściany.



W tym pierwszym przypadku można się spodziewać, że było to skutkiem zarówno wciskania

w spąg, jak i zagniatania kasztu o zredukowanych wymiarach.

Zdobyte do tej pory doświadczenia pozwalają na sformułowanie następujących wniosków

praktycznych odnoszących się do warunków LW Bogdanka:

opracowanie technologii utrzymywania wyrobiska w jednostronnym otoczeniu zrobów należy

poprzedzić gruntowną analizą warunków górniczo‐geologicznych na całym wybiegu ściany;

szczególną uwagę należy zwrócić na dwa elementy ‐strefy wzmożonego ciśnienia oraz

warunki spągowe z uwzględnieniem zwłaszcza parametrów odkształceniowych

i wytrzymałościowych skał spągu bezpośredniego;

przygotowanie wyrobiska do utrzymywania za ścianą rozpoczyna się w fazie jego drążenia;

nie tylko typ obudowy, jej rozmiar, wielkość kształtownika, podziałka odrzwi, ale także

dodatkowe wzmocnienia górotworu kotwami w przodku oraz sposób i jakość wykonania

wykładki za obudową są niezwykle istotne dla stateczności wyrobiska za frontem ściany;

wartościowym sposobem poprawy stateczności wyrobisk w każdej fazie ich utrzymywania są

długie kotwy strunowe; podtrzymując odrzwia za pomocą podciągów wzmacniają chodnik

przed ścianą, pozwalają na bezpodporowe utrzymanie skrzyżowania i wydatnie redukują

zasięg strefy spękań za ścianą, jednocześnie nie zaburzają przekroju poprzecznego wyrobiska

w świetle obudowy;

zabudowa wzmocnień kotwowych przed frontem ciśnienia eksploatacyjnego powinna być

uzależniona od lokalnych warunków oraz doświadczeń kopalni; w złożu kopalni Bogdanka

prace te należy wykonywać minimum 150 m przed ścianą;

niskie parametry węgla i skał otaczających przy stosunkowo dużych postępach przodka mogą

powodować znaczne obciążenia obudowy wyrobisk w bliskiej odległości za ścianą; z uwagi na

powyższe materiały stosowane do wypełniania pasów czy kasztów powinny się

charakteryzować intensywnym procesem wiązania w pierwszych kilkunastu godzinach;

w warunkach takich kopalń jak Bogdanka, w której dobowe postępy ścian sięgają 10 m,

problem ten jest szczególnie ważny.



Wnioskikońcowe

1. Zastosowany w LW Bogdanka kompleks strugowy stwarza nowe możliwości pomiarowe

służące poprawie bezpieczeństwa pracy, dzięki możliwości monitorowania zjawisk

zachodzących w górotworze.

2. Deformacje wyrobisk przyścianowych podczas eksploatacji pokładu węgla kompleksem

strugowym są poprzedzone zmianami ciśnień w poszczególnych stojakach lub grupach

stojaków sekcji obudowy zmechanizowanej.

3. Ciśnienie eksploatacyjne towarzyszące postępowi eksploatacji pokładu, wzdłuż całego

wybiegu ściany, przejawia się wyciskaniem ociosów w kierunku wyrobiska, zarówno przed,

jak i za frontem ściany.

4. Graniczna linia zawału przebiega 3,5÷4,0 m od spągu pierwotnego i ociosu wyrobiska

podścianowego.

5. Opracowany charakterystyczny współczynnik przyrostu ciśnienia ξ pozwala prognozować

szacunkowe wielkość konwergencji pionowej kpi.

6. Określono graniczną wartość współczynnika ξ, powyżej której nastąpią wzmożone

deformacje wyrobiska przyścianowego, wynosi ona 7,50∙104 Pa∙min.

7. Przy analizie danych podczas urabiania strugiem należy przyjąć następujące kryteria

selekcji danych:

ciśnienie w stojakach powyżej 25 MPa,

droga przesuwnika powyżej 0,2 m,

sekcje obudowy pracują w cyklu automatycznym (urabianie dozowane z przebiegiem

„ząb piły”).

8. Przy analizie pracy sekcji i określeniu współczynnika ξ w trakcie postojów należy przyjąć

następujące kryteria:

czas postojów wyrobiska ścianowego 200÷600 min,

jednakowy czas postoju ściany w analizach i porównaniach.

9. Na podstawie obliczonej wartości współczynnika przyrostu ciśnienia w stojakach obudowy

zmechanizowanej można oszacować wielkość zmiany konwergencji w odległości około

100 m przed frontem ściany i określić odcinki wyrobiska o wzmożonych deformacjach.

10. W chodniku podścianowym stwierdza się, że wraz ze wzrostem konwergencji pionowej

wzrastają wartości rozwarstwień skał stropowych.



11. Zastosowane wzmocnienie chodnika podścianowego przed frontem ściany znacznie

zmniejsza intensywność rozwarstwień skał stropowych – są one znacznie mniejsze aniżeli

w chodniku nadścianowym (podrozdział 9.1.2).

12. Największe deformacje chodnika za frontem ściany występują na odcinku 900÷1300 mb

wybiegu ściany. Stwierdzono związek pomiędzy wartościami deformacji wyrobiska przed

czołem ściany a deformacjami występującymi za frontem eksploatacji.

13. Zmienności przyrostów rozwarstwień skał stropowych w ścianie 1/VI ma przebieg falisty,

podobnie jak ciśnienie eksploatacyjne.

14. Zaproponowany sposób identyfikacji stref wzmożonych deformacji wyrobisk

przyścianowych na podstawie odczytów parametrów pracy obudowy zmechanizowanej

nowoczesnego, oprzyrządowanego kompleksu strugowego może być wykorzystany

w kolejnych polach eksploatacyjnych LW Bogdanka, a także w innych kopalniach po

przeprowadzeniu odpowiedniej procedury kalibracji w konkretnych warunkach

geologiczno‐górniczych.

15. Istnieje możliwość zastosowania opracowanego algorytmu obliczeniowego (rys. 9.82) nie

tylko w kompleksach strugowych, ale również kompleksach kombajnowych, pod

warunkiem zastosowania odpowiedniej metody monitorowania dynamiki ciśnień.

16. Przeprowadzone analizy potwierdziły możliwość wykorzystania metodyki opartej na

wskazaniach pracy sekcji obudowy zmechanizowanej również do przewidywania zjawiska

obwału skał stropowych do wyrobiska eksploatacyjnego.

Strona 207 z 216

Bibliografia[1] A 3D computer‐aided engineering analysis package for underground excavation in rock.

User's guide. ‐ 2001.

[2] Amadei B. i Stephansson O., 1997: Rock stress and its measurment. Chapman & Hall.

[3] Andrusikiewicz W. , 1993: Optymalizacja parametrów anhydrytowego pasa ochronnego przy wybieraniu węgla systemem ścianowym. AGH, Kraków (praca doktorska).

[4] Bajorski J., Jaworski K. i Woźnica Cz., 1996: Praktyczne rozwiązania poprawiajace efektywność eksploatacji cienkich pokładów węgla kamiennego. Materiały Szkoły Eksploatacji Podziemnej ‘96. PAN, AGH.

[5] Barczak T.H., 1993: Designe and operation of powered supports for longwall mining. Engineering and Mining Journal, vol. 194, Issue 6.

[6] Barczak T.M., 2006: A retrospective assessment of longwall roof support with a focus on challenging accepted roof support concepts and designe premises. Proceedings of the 25th International Conference on Ground Control in Mining. Morgantown,

[7] Bienawski Z.T., 1967: Mechanics of brittle fracture of rock. International journal of rock mechanics and mining science, vol. 4.

[8] Biliński A., 1963: Zależność wielkości zaciskania wyrobiska w ścianach zawałowych od warunków techniczno‐górniczych. Komunikat Głównego Instytutu Górnictwa, Katowice.

[9] Biliński A., 1968: Przejawy ciśnienia górotworu w polach eksploatacji ścianowej w pokładach węgla. Zeszyty Naukowe Politechniki Śląskiej, Gliwice.

[10] Biliński A., 1989: Wyniki badań ruchów górotworu w polach eksploatacji ścianowej. Prace Naukowe Głównego Instytutu Górnictwa, Katowice,.

[11] Biliński A., 2005: Metoda doboru obudowy ścianowych wyrobisk wybierkowych i chodnikowych do warunków pola eksploatacyjnego. Centrum Mechanizacji Górnictwa KOMAG, Gliwice.

[12] Biliński A. i Kostyk T., 1993. Wpływ czynników naturalnych i technicznych na stan utrzymania stropu wyrobiska ścianowego. Prace naukowe Głównego Instytutu Górnictwa, Katowice.

[13] Biliński A. i Kostyk T., 1994. Obciążenie obudowy wyrobisk w chodnikach przyścianowych. Przegląd Górniczy, nr 6.

[14] Biliński A., Dreinert B. i Kostyk T.,1996: Geomechaniczny monitoring zmechanizowanych ścian zlokalizowanych na dużych głębokościach. Prace Naukowe Głównego Instytutu Górnictwa, Katowice.

[15] Bock H., 1978: An introduction to rock mechanics. James Cook University. North Queensland. Department of civil and system engineering.

[16] Borecki M., Biliński A. i Kidybiński A., 1962: Wpływ prędkości wybierania na zachowanie się górotworu i obudowy. Prace Głównego Instytutu Górnictwa, Katowice.

[17] Brebbia C.A. i Walker C., 1980: Boundary element techniques in engineering. Butterworth, London.

[18] Brent T.C., 1997: Three‐dimensional triangular boundary element meshing of underground excavation and visualization of analysis data. University of Toronto.

Strona 208 z 216

[19] Budryk W., 1933: Le développement de la science et de la technique minières polonaises au cours des dix années écoulées. Société Anonyme de l'Imprimerie Théolier, Saint‐Étienne.

[20] Butra J., 1998: Kierunki rozwoju metod monitoringu stropu w warunkach wzmożonych ciśnień i przemieszczeń górotworu. Czasopismo Naukowo‐Techniczne Górnictwo Rud, nr 3.

[21] Butra J. i Orzepowski S., 2000: Nowy sposób wykrywania symptomów wstrząsów wysokoenergetycznych. Czasopismo Naukowo‐Techniczne Górnictwo Rud, nr 15.

[22] Cała M., Flisiak J. i Tajduś A., 2001: Mechanizm współpracy kotew z górotworem o zróżnicowanej budowie. Biblioteka Szkoły Eksploatacji Górniczej, Seria z Lampką Górniczą, nr 8, Instytut Gospodarki Surowcami Mineralnymi i Energią PAN, Kraków.

[23] Cała M., Piechota S., Tajduś A., 2004: Stan naprężeń w górotworze w otoczeniu pól ścianowych w kopalni węgla kamiennego "Bogdanka". Wiadomości górnicze, r. 55, nr 2.

[24] Cheng A.H.D. i Cheng D.T., 2005: Heritage and early history of the boundary element method. Engineering Analysis with Boundary Elements, vol. 29.

[25] Chmielewski J., Kozek B. i Masiakiewicz M., 2006: Drążenie chodników w LW "Bogdanka" S.A.. Materiały Szkoły Eksploatacji Podziemnej 2006, IGSMiE PAN, Kraków.

[26] Chudek M.,1986: Obudowa wyrobisk górniczych. Część I., Wydawnictwo Śląsk, Katowice.

[27] Chudek M., 2002: Geomechanika z podstawami ochrony środowiska górniczego i powierzchni terenu. Wydawnictwo Politechnika Śląska, Gliwice.

[28] Chudek M. i Pach A., 1992: Obudowa wyrobisk wybierkowych. Skrypt Politechniki Śląskiej, Gliwice.

[29] Chudek M., Urbańczyk J. i Szczepaniak Z., 1974: Stateczność ocisów w otoczeniu odgałęzień udostępniających wyrobisk korytarzowych. Prace naukowe Instytutu Geotechniki Politechniki Wrocławskiej, Wrocław.

[30] Chudek M., Pach A., Lukian B, Skudlik G. i Garncarz R., 1987: Prognoza zaciskania chodników przyścianowych. Zeszyty Naukowe Politechniki Śląskiej, nr 157, Gliwice.

[31] Chudek M. Duży S., Kleta H., Kłeczek Z., Stoiński K. i Zorychta A., 2000: Zasady doboru i projektowania wyrobisk korytarzowych i ich połączeń w zakładach górniczych wydobywających węgiel kamienny. Katedra Geomechaniki, Budownictwa Podziemnego i Ochrony Powierzchni Wydziału Górnictwa i Geologii Politechniki Śląskiej w Gliwicach, Gliwice‐Kraków‐Katowice.

[32] Crouch S.L. i Starfield A.M., 1983: Boundary Element Methods IBM Solid Mechanics. George Allen, Unwin London.

[33] Daws G., 1992: Kotwienie stropu w górnictwie węglowym ‐ projektowanie i realizacja. Wiadomości górnicze, nr 1.

[34] Dobrociński S. i Walaszczyk J., 1989: Porównanie efektywności metody elementów skończonych i metody elementów brzegowych do oceny stanu naprężeń w sąsiedztwie wyrobisk korytarzowych. Zeszyty Naukowe Akademii Górniczo‐Hutniczej, Górnictwo, Kraków.

[35] Domagała Z., 2009: Modelowanie i symulacja zjawisk zachodzących w zmechanizowanej obudowie ścianowej. Maszyny górnicze, nr 4.

[36] Drzewiecki J., 2004: Wpływ postępu frontu ściany na dynamikę niszczenia górotworu karbońskiego. Prace naukowe Głównego Instytutu Górnictwa, Katowice.

Strona 209 z 216

[37] Drzęźla B. i inni., 2000: Obudowa górnicza. Zasady projektowania i doboru obudowy wyrobisk korytarzowych w zakładach górniczych wydobywających węgiel kamienny. Wydawnictwo Górnicze, Gliwice.

[38] DTR‐GH‐1600. Dokumentacja techniczno‐ruchowa struga GH‐1600 (praca niepublikowana)

[39] Duży S., 2001: Zaciskanie chodników przyścianowych w procesie eksploatacji górniczej w świetle pomiarów w kopalniach węgla kamiennego. V Jubileuszowa Szkoła Geomechaniki, część I. Gliwice‐Ustroń.

[40] Ficek J. i Nierobisz A., 2001: Efekty ekonomiczne stosowania obudowy kotwowej. Materiały Szkoły Eksploatacji Podziemnej 2001, IGSMiE PAN, Kraków.

[41] Filcek H., 1963: Wpływ czasu na stan naprężenia i odkształcenia górotworu w sąsiedztwie wyrobiska chodnikowego. Zeszyty Problemowe Górnictwa Komitetu Górnictwa PAN.

[42] Franek J., 2006: Możliwości chemii a zagrożenia górnicze. Katowice.

[43] Galanka J., 1964: Hipoteza sklepień wspornikowych w górnictwie. Wydawnictwo Śląsk, Katowice.

[44] Gawryś J., 2012: Ocena podzielności warstwowej skał karbońskich na podstawie badań penetrometrycznych. Wiadomości górnicze, nr 4.

[45] Gil H., 1962: Teoretyczne uzasadnienie stosowania kolumn betonitowych zamiast pasów przy systemie ścianowym z zawałem. Przegląd górniczy, nr 5.

[46] Głuch P., 2006: Nowoczesne technologie górnicze a problem utrzymania wyrobisk korytarzowych. Zeszyty Naukowe Polietchniki Śląskiej, Gliwice.

[47] Goodman R.E., 1980: Introduction to rock mechanics. Jon Wiley, New York.

[48] Götze W. i Kammer W., 1976: Die Auswirkungen von Streckenfuhrung und Ausbautechnik auf die Queschnittsverminderung von Abbaustrecken. Glückauf, nr 4.

[49] Góra S. i Niewęgłowski P., 2008: Badania własności geomechanicznych skał w chodniku podścianowym ściany 1/VI w pokładzie 385/2 w Lubelskim Węglu "Bogdanka". Lublin (praca niepublikowana).

[50] Hartigan, J. A., 1975: Clustering algorithms. Wiley, New York. [51] Hartigan J.A. i Wong M.A., 1978: Algorithm 136. A k‐means clustering algorithm. Applied

Statistics, vol. 28, no. 1.

[52] Herezy Ł., Rak. Z. i Stasica J., 2011: Kontunuacja badań introskopowych wykonanych w otowrach badawczych, chodnik podścianowy 7/VII/385. Kraków (praca niepublikowana).

[53] Herezy Ł., Korzeniowski W., 2012: Możliwość prognozowania wzmożonych deformacji chodników przyścianowych poprzez monitoring pracy obudów ścianowych. Materiały Szkoły Eksploatacji Podziemnej 2012, Kraków.

[54] Hoek E. i Brown E.T., 1980: Empirical strenght criterion for rock masses. Journal of the Geotechnical Engineering Divission, vol. 106, no. 9.

[55] Hoek E., Torres C.C. i Corkum B., 2002: Brown failure criterion. Proceedings of North American Rock Mechanics Society Meeting, Toronto.

[56] Huber M., 1954: Teoria Sprężystości. Część I. PWN, Warszawa.

[57] Hoyer D., 2011: Early warning of longwall weighting events and roof cavities using LVA software. 30th International Conference on Ground Control in Mining, Morgantown.

Strona 210 z 216

[58] Hoyer D., 2012: Early warning of longwall roof cavities using LVA software. 12th Coal Operators Conference, University of Wollongong & the Australasian Institut of Mining and Metallurgy.

[59] Jacobi O., 1976: Praxis der Gebirgsbeherrschung. Verlag Glückauf, Essen.

[60] Jaeger J.C., 1979: Rock mechanics and engineering. University Press, Cambridge.

[61] Jaeger J.C. i Cook N.G.W., 1969: Fundamental of rock mechanics. Methuen and Co., London.

[62] Jahn Ch., 2007: Rock mass reinforcement by application mineral binding material and injection technique in underground mining. Zeszyty Naukowe Politechniki Śląskiej, Górnictwo, Gliwice.

[63] Jaszczuk M., 1996: Stan aktualny i perspektywy mechanizacji wybierania cienkich pokładów węgla kamiennego w Polsce. Biblioteka Szkoły Eksploatacji Podziemnej ‘96, Wykłady, nr 13, PAN, AGH.

[64] Jaszczuk M., 2007: Ścianowe systemy mechanizacyjne. Wydawnictwo Śląsk, Katowice.

[65] Jaszczuk M., Markowicz J., Szweda S. i Ober G., 2005: Wykorzystanie wyników pomiarów sił wewnętrznych w elementach sekcji obudowy zmechanizowanej do wyznaczenia obciążenia zewnętrznego. Górnictwo Zrównoważonego Rozwoju 2005, Zeszyty Naukowe Politechniki Śląskiej, nr 1697, Górnictwo, z. 269.

[66] Jaszczuk M., Szweda S., Markowicz J. i Oberg G., 2006: Identyfikacja parametrów obciążenia zewnętrznego sekcji obudowy zmechanizowanej. Mechanizacja i automatyzacja górnictwa nr 3 (422).

[67] Jaszczuk M., Bednarz R., Kania J. i Płonka R., 2009: Możliwości techniczne wybierania kombajnami ścianowymi pokładów węgla w zakresie wysokości od 1,0 do 1,5 metra. Materiały Szkoły Eksploatacji Podziemnej 2009, IGSMiE PAN.

[68] Jędryś M., 2009: Wpływ eksploatacji górniczej na nadbierane korytarzowe wyrobiska udostępniające w świetle obliczeń numerycznych. Wydawnictwo Techniki Śląskiej, Gliwice.

[69] Kalukiewicz A. i Szyguła M., 2004: Zmechanizowana obudowa skrzyżowania wyrobiska ścianowego z chodnikiem. Gliwice.

[70] Kicki J. i Myszkowski M., 2011: Technika strugowa ‐ strategiczna szansa poprawy efektów działania górnictwa. Technika strugowa ‐ praktyka wdrażania. Wydawnictwo Fundacja dla AGH, IGSMiE PAN, AGH, Kraków.

[71] Kidybiński A., 1982: Podstawy geotechniki kopalnianej. Wydawnictwo Śląsk, Katowice.

[72] Kirsh G., 1898: Die Theorie der Elastizität und die Bedürfnisse der Festigkeitslehre. Zeitschrift des Vereines deutscher Ingenieure, Band XXXXII.

[73] Kisiel J., 1982: Mechnika skał i gruntów. PWN, Warszawa.

[74] Kłeczek Z., 1994: Geomechanika górnicza. Śląskie Wydawnictwo Techniczne, Katowice.

[75] Korzeniowski W., 1998: Pomiar przemieszczeń górtworu przy pomocy ekstensometrów precyzyjnych. Materiały konferencyjne AGH, Budownictwo.

[76] Korzeniowski W., 2006: Ocena stanu podziemnych wyrobisk chodnikowych i komorowych na podstawie empirycznych metod badawczych. Uczelniane Wydawnictwa Naukowo‐Dydaktyczne, AGH, Kraków.

Strona 211 z 216

[77] Korzeniowski W., 2007: Morfometryczna metoda oceny jakości górotowru na potrzeby doboru obudowy kotwiowej w kopalni rud cynku i ołowiu "Pomorzany". Górnictwo i Geoinżynieria, r. 31, z. 3/1,.

[78] Korzeniowski W. i Herezy Ł., 2011: Nowoczesna technologia ścianowej eksploatacji pokładu węgla o miąższości 1,6 m kompleksem strugowym. Przegląd górniczy, nr 1‐2.

[79] Korzeniowski W. i Niełacny P., 2010: Metody i skuteczność wzmacniania chodników przyścianowych w KWK "Ziemowit". Przegląd Górniczy, nr 5.

[80] Korzeniowski W. i Piechota S. Rozkład siły osiowej na podstawie badań in situ. Przegląd Górniczy, nr 12. 2000.

[81] Korzeniowski W. i Piechota S., 2006: Wpływ rozwarstwień stropu wyrobisk podziemnego na dynamiczne obciążenie obudowy kotwiowej. Przegląd górniczy, nr 1.

[82] Korzeniowski W., Piechota S. i Stachowicz S., 2000: Obudowa mieszana chodników przyścianowych w Kopalni Węgla Kamiennego "Bogdanka". Wiadomości Górnicze, nr 4.

[83] Kostyk T., 2000: Doświadczenia w stosowaniu zmechanizowanych obudów skrzyżowań ścian z chodnikiem. Miesięcznik WUG ‐ Bezpieczeństwo Pracy i Ochrona Środowiska w Górnictwie, nr 3.

[84] Kozek B., 2010a: Rekordowa wydajność struga. Pismo Lubelskiego Węgla "Bogdanka" S.A., nr 6 (164).

[85] Kozek B., 2010b: Strug daje coraz więcej węgla. Pismo Lubelskiego Węgla "Bogdanka" S.A., nr 3 (161).

[86] Kozek B. i Ruchel A., 2011: Wykonywanie i utrzymywanie chodników przyścianowych. Materiały Szkoły Eksploatacji Podziemnej 2011 (CD). IGSMiE PAN, Kraków.

[87] Kubaczka Cz., 2009: Wpływ wielkości wydobycia na stan zagrożenia metanowego w rejonie ściany eksploatacyjnej. Kraków (praca doktorska).

[88] Kubaczka Cz., Zabój K. i Witamborski Z., 2010: Wdrożenie pierwszej zautomatyzowanej ściany strugowej w Polsce. Strugowa eksploatacja węgla w KWK "Zofiówka". Materiały Szkoły Eksploatacji Podziemnej 2010, IGSMiE PAN, Kraków.

[89] Kulassek M., 2004: Erweiterung der Konvergenzberechnung für Bogenstrecken. Glückauf, nr 5.

[90] Kuźniecow S.T., 1974: Prognoza stateczności stropu w wyrobiskach eksploatacyjnych kopalń węgla. Przegląd górniczy, nr 1.

[91] Lubosik Z., Surma A. i Wrona G., 2012: Doświadczenia ruchowe w stosowaniu obudowy zmechanizowanej skrzyżowania FAZOS 17/37 w KWK Wesoła. [online:] www.kwkwesola.sitg.pl

[92] Majcherczyk T. i Małkowski P., 2001: Changes of the state of stress around the connection of dog headings in relation to in situ measurements. Proceedings of the 29th International Symposium “Computer aplication in the minerals industries”, Beijing, China, A.A. Balkema Publishers.

[93] Majcherczyk T. i Niedbalski Z., 2002: Ocena obudowy podporowo‐kotwiowej na podstawie wybranych badań in situ. Przegląd Górniczy, nr 12.

[94] Majcherczyk T. i Niedbalski Z., 2003: Stateczność wyrobisk w obudowie kotwowej na dużej głębokości. Oficyna Wydawnicza Politechniki Wrocławskiej, Wrocław.

[95] Majcherczyk T. i Olechowski S., 2008: Strefa zagrożenia deformacjami obudowy chodników przyścianowych. Przegląd górniczy, nr 6.

Strona 212 z 216

[96] Majcherczyk T. i Ryncarz T., 1979: Badania modelowe wpływu rodzaju warstw stropowych na wielkość obciążenia obudowy zmechanizowanej w ścianowym systemie eksploatacji pokładów węgla. Zeszyty Problemowe Górnictwa Komitetu Górnictwa PAN, nr 1.

[97] Majcherczyk T., Niedbalski Z. i Małkowski P., 1999: Stateczność chodników równoległych wykonanych w samodzielnej obudowie kotwiowej. Przegląd Górniczy, nr 10.

[98] Majcherczyk T., Niedbalski Z. i Małkowski P., 2004: Pomiary sił osiowych w kotwiach oprzyrządowanych w wyrobiskach w obudowie podporowo‐kotwiowej. Miesięcznik WUG – Bezpieczeństwo Pracy i Ochrona Środowiska w Górnictwie, nr 2.

[99] Majcherczyk Z., Małkowski P. i Niedbalski Z., 2005: Zmiany rozwarstwień skał stropowych w wyrobiskach korytarzowych w samodzielnej obudowie kotwowej o długim okresie użytkowania. Warsztaty Górnicze „Zagrożenia naturalne w górnictwie”, Kazimierz Dolny. IGSMiE PAN, Sympozja i Konferencje, nr 65.

[100] Majcherczyk Z., Małkowski P. i Niedbalski Z., 2006: Badania szybkości rozwarstwień skał stropowych w wybranych wyrobiskach przygotowawczych. Zimowa Szkoła Mechaniki Górotworu.

[101] Majcherczyk T., Szaszenko A. i Sdwiżkowa E., 2006: Podstawy geomechaniki. Uczelniane Wydawnictwa Naukowo – Dydaktyczne AGH, Kraków.

[102] Makówka J., 2005: Ruchy stropu nad polem X/9 O/ZG Lubin a notowana tam aktywność sejsmiczna. CUPRUM. Czasopismo Naukowo‐Techniczne Górnictwa Rud, nr 4.

[103] Marczak H., 2010: Ocena zaciskania wyrobisk chodnikowych na podstawie pomiarów konwergencji. Postęp Nauki i Techniki, nr 4.

[104] Mark C., Galc W., Oyler D., I Chen J., 2007: Case history of the response of a longwall entry subjected to concentrated horizontal stress. International Journal of Rock Mechanics & Mining Sciences, vol. 44, issue 2.

[105] Meyer L.H.I., Stead D. i Coggan J.S., 1999: Three dimensional modelling of the effects of high horizontal stress on underground excavation stability. The 37th U.S. Symposium on Rock Mechanics, Vail Rocks.

[106] Niebalski Z. i Majcherczyk T., 2005: Badania nad zachowaniem się wyrobisk korytarzowych w obudowie podporowo‐kotwiowej. Przegląd Górniczy, nr 11.

[107] Niełacny P., 2009: Dobór technologii utrzymania wyrobisk przyścianowych w jednostronnym otoczeniu zrobów na podstawie pomiarów przemieszczeń górotworu. AGH, Kraków (praca doktorska).

[108] Niełacny P., Setlak K. i Siodłak Ł., 2008: Sposoby zabezpieczania wyrobisk korytarzowych przed wypiętrzaniem spągu w KWK „Ziemowit”. Przegląd Górniczy, nr 7‐8.

[109] Nikitin W.D., Kryłow W.F., Seredenko M.J. i Biełow W.P., 1976: Razrabotka połogich i nakłonienych płastow. Niedra, Moskwa.

[110] Noltze C., 1981: Gebirgdruck und Druckwirkungen in Flozstrecken der Ruhrreviers. (praca doktorska).

[111] Olechowski S., 2007: Wpływ zaszłości eksploatacyjnych oraz aktywności sejsmicznej górotworu na utrzymanie wyrobisk przygotowawczych w pokładach węgla kamiennego. AGH, Kraków (praca doktorska).

[112] Ozog T., 1965: Ugięcie stropu przy uwzględnieniu sił ścinających. Zeszyty Problemowe Górnictwa Komitetu Górnictwa PAN, nr 1.

Strona 213 z 216

[113] Piechota S., 2003: Podstawowe zasady i technologie wybierania kopalin stałych, część 1. Wydawnictwo IGSMiE PAN, Kraków.

[114] Piechota S. i Korzeniowski W., 1996‐1998: Analiza dotychczasowych sposobów prowadzenia i utrzymania chodników w KWK "Bogdanka" dla opracowania nowych rozwiązań uwzględniających zróżnicowane warunki geologiczno‐górnicze i aspekty ekonomiczne. Kraków (praca zbiorowa, niepublikowana).

[115] Piechota S. i Korzeniowski W., 2002: Instrukcja doboru obudowy wyrobisk korytarzowych w koplani Lubelski Węgiel "Bogdanka" S.A.. Bogdanka – Kraków (praca niepublikowana).

[116] Piechota S., Stopyra M. i Poborska‐Młynarska K., 2009: Systemy podziemnej eksploatacji złóż węgla kamiennego, rud i soli. Wydawnictwa AGH, Kraków.

[117] Płonka M., 2004: Metoda doboru zmechanizowanej obudowy ścianowej z wykorzystaniem trójwymiarowego modelu górotworu odprężonego. Prace Naukowe Głównego Instytutu Górnictwa, nr 859. Katowice.

[118] Płonka M., 2009: Statyczne i dynamiczne pomiary ciśnienia w stojakach obudowy zmechanizowanej w ścianach zawałowych. Wiadomości górnicze, nr 12.

[119] Płonka M. i Rajwa S., 2011: Ocena obciążenia obudowy zmachanizowanej w ścianach kombajnowych i strugowej w oparciu o pomiary ciśneinia w stojakach. Nowe spojrzenie na technikę i technologię eksploatacji cienkich pokładów węgla kamiennego. Bogdanka.

[120] PN‐G‐06009:1997: Wyrobiska korytarzowe poziome i pochyłe w zakładach górniczych – Odstępy ruchowe i wymiary przejścia dla ludzi.

[121] Prospekt emisyjny akcji Lubelski Węgiel Bogdanka S.A. [online:], http://www.lw.com.pl., listopad 2010

[122] Prusek S., 2003: Wyznaczanie zależności do prognozowania zaciskania chodników przyścianowych. Miesięcznik WUG ‐ Bezpieczeństwo Pracy i Ochrona Środowiska w Górnictwie, nr 1.

[123] Prusek S., 2004: Verformungen einer einseiting und zweiseiting genutzten Abbaubegleitstrecke im Bruchbau. Glückauf, nr 11.

[124] Prusek S., 2008: Metody prognozowania deformacji chodników przyścianowych w strefach wpływu eksploatacji z zawałem stropu. Prace Naukowe Głównego Instytutu Górnictwa, nr 874, Katowice.

[125] Prusek S., 2011: Wybrane metody prognozowania deformacji chodników przyścianowych.. Materiały XI International Mining Forum „Nowe spjrzenie na technikę i technologię eksploatacji cienkich pokładów węgla kamiennego”, Wydawnictwo Fundacja dla AGH, Bogdanka.

[126] Prusek S., Stałęga S., i Stochel D., 2005: Metody i środki przeznaczone do uszczelnienia i wzmacniania górotworu oraz obudowy wyrobisk. Prace Naukowe Głównego Instytutu Górnictwa. Katowice.

[127] Prusek S., Rotkegel M. i Kozek B., 2011: Obudowa wyrobisk przyścianowych dla ścian strugowych ‐ wymogi konstrukcyjne oraz doświadczenia praktyczne. Materiały Szkoły Eksploatacji Podziemnej 2011 (CD), Wydawnictwo Fundacji dla AGH, Kraków.

[128] Rak Z., 2011a: Utrzymanie wyrobiska przyścianowego za frontem eksploatacji w trudnych warunkach geologiczno‐górniczych na przykładzie kopalni LW "Bogdanka" S.A. ‐ część 1 ‐ przegląd technologii. Przegląd górniczy, nr 1‐2.

Strona 214 z 216

[129] Rak Z., 2011b: Utrzymanie chodnika za ścianą w trudnych warunkach geologiczno‐górniczych na przykładzie Kopalni LW "Bogdanka" S.A. ‐ część 2 ‐ doświadczenia ruchowe. Przegląd górniczy, nr 1‐2.

[130] Rak Z. i Stasica J., 2009: Opracowanie wzmocnienia obudowy łukowej chodnika podścianowego 1/VI w pokładzie 385/2 kopalni Lubelski Węgiel "Bogdanka" S.A.. Kraków (praca niepublikowana).

[131] Rak Z., Stasica J. i Stopyra M., 2004a: Nowe rozwiązania elementów obudowy podporowo‐kotwiowej na przykładzie przecinek ścianowych KWK "Wieczorek". Materiały Szkoły Eksploatacji Podziemnej 2004, IGSMiE PAN, Kraków.

[132] Rak Z., Stasica J. i Stopyra M., 2004b: Rozwój obudowy kotwiowej jako istotny element obniżenia kosztów w kopalniach węgla kamiennego. Ukraińsko‐Polskie Forum Górniczego „Przemysłu Wydobywczego Ukrainy i Polski: aktualne problemy i perspektywy”, Krym, NGU, Dniepropietrowsk.

[133] Rak Z., Stewarski E. i Stewarski K., 2004: Badania odkształceniowo‐wytrzymałościowe stropnic podporowo‐kotwowych, wykonanych jako połączenie wybranych kształtowników stalowych. Materiały Szkoły Eksploatacji Podziemnej 2004, IGSMiE PAN, Kraków.

[134] Rak Z., Małkowski P. i Stasica J., 2011: Elementy wykonywania wykładki mechanicznej w świetle dotychczasowych doświadczeń. Prace Naukowe Głównego Instytutu Górnictwa,‐Górnictwo i Środowisko, Katowice.

[135] Romahn A., 2010: Uruchomienie pierwszej, w pełni zautoamtyzowanej ściany strugowej na kopalni "Zofiówka". Prezentacja parametrów technicznych struga i układu automatyzacji. Materiały Szkoły Eksploatacji Podziemnej 2010, IGSMiE PAN, Kraków.

[136] Rułka K. [i inni], 2001: Uproszczene zasady doboru obudowy odrzwiowej wyrobisk korytarzowych w zakładach wydobywających węgiel kamienny. Prace Naukowe Głównego Instytutu Górnictwa, Instrukcja nr 14, Katowice.

[137] Sabela R. i Schunek B., 1996: Eksploatacja cienkich pokładów węgla kamiennego w górnictwie niemieckim. Biblioteka Szkoły Eksploatacji Podziemnej ’96, wykłady nr 13, Szczyrk.

[138] Saeedi G., Shahriar K., Rezai B. I Karpuz C., 2010: Numerical modelling of out‐of‐seam dilution in longwall retreat mining. International Journal of Rock Mechanics & Mining Sciences, vol. 47, issue 4.

[139] Sałustowicz A., 1955a: Ciśnienie górotworu na obudowę wyrobisk górniczych. Biuletyn Instytutu Węglowego, Komunikat nr 66, Katowice.

[140] Sałustowicz A., 1955b: Mechanika górotworu. Wydawnictwo Górniczo‐Techniczne, Stalinogród.

[141] Sałustowicz A. Zarys mechaniki górotworu. Katowice. Wydawnictwo Śląsk, 1965.

[142] Schwartz B., 1960: Vorausberechnung der bewegungen in abbaustrecken. Internationaler Kongress für Gebrigsdrückforschung. Paris.

[143] Smolnik G., 2009: Najnowsze trendy w badaniu interakcji górotworu i ścianowej obudowy zmechanizowanej. Maszyny górnicze, nr 4.

[144] Sneath P.H.A. i Sokol R.R., 1973: Numerical Taxonomy. San Francisco.

[145] Stachowicz S., 2006: Perspektywy rozwoju Lubelskiego Węgla "Bogdanka" S.A.. Materiały Szkoły Eksploatacji Podziemnej 2006, IGSMiE PAN, Kraków.

Strona 215 z 216

[146] Stasica J., 2010: Technologies used to reinforce preparatory headings before longwall exploitation front in conditions of Polish hard coal mines. International Mining Forum 2010 “Mine Safety and Efficient Exploitation Facing Challenges of the 21st Century”, CRC Press, Balkema.

[147] Statasoft, [online:] www.statasoft.pl, 2011

[148] Stoiński K., 2000: Obudowy górnicze w warunkach zagrożenia wstrząsami górotworu. Główny Instytut Górnictwa, Katowice.

[149] Stoiński K., 2008: Praktyczne aspekty upodatnienia obudowy zmechanizowanej. Napędy i sterowania, nr 7/8.

[150] Stopa Z., 2008: Perspektywa eksploatacji cienkich pokładów węgla kamiennego w LW "Bogdanka" S.A.. Materiały Szkoły Eksploatacji Podziemnej 2008, IGSMiE PAN, Kraków.

[151] Stopyra M., Rak Z. i Stasica J., 1996: Technologia wzmacniającego kotwienia górotworu z wykorzystaniem lin w kopalniach węgla kamiennego. Wiadomości Górnicze, nr 12/96.

[152] Stopyra M., Rak Z. i Stasica J., 1998: Nowa technologia kotwienia górotworu z wykorzystaniem lin. II Konferencja „Obudowa jako skuteczny sposób zabezpieczenia wyrobisk górniczych, Świeradów.

[153] Tajduś A., 1990: Utrzymanie wyrobisk korytarzowych w świetle wpływu czasu na naprężenia, odkształcenia i strefy zniszczenia w górotworze. Zeszyty Naukowe AGH, nr 154, Górnictwo, Kraków.

[154] Tajduś A. i Cała M., 1996: Możliwość zastosowania obudowy kotwiowej w warukach wystepowania zagrożenia tąpaniami. Materiały XIX Szkoły Mechaniki Górotworu, Ustroń‐Zawodzie.

[155] Tajduś A., Cała M. i Tajduś K., 2012: Geomechanika w budownictwie podziemnym. Projektowanie i budowa tuneli. Wydawnictwa AGH, Kraków.

[156] Terzaghi K., 1946: Rock defects and loads on tunnel supports. Rock tunneling with steel support, Proctor&White, Youngstown.

[157] Tor A., Budziszewski Z. i Dobrzyński R., 2010: Nowoczesne technologie drążenia wyrobisk korytarzowych oraz utrzymania wyrobisk przyścianowych w kopalniach Jastrzębskiej Spółki Węglowej S.A.. Budownictwo Górnicze i Tunelowe, nr 2.

[158] Tor A., Łukosz M. i Plutecki J., 2006: Wielokierunkowa koncepcja rozbudowy JSW S.A. KWK "Zofiówka”. Materiały Szkoły Eksploatacji Podziemnej 2006, IGSMiE PAN, Kraków.

[159] Trueman R., Lyman G. i Cocker A., 2009: Longwall roof control through a fundamental understending of shield‐strata interaction. International Jurnal of Rock Mechanics & Mining Science, no. 46.

[160] Trueman R., Thomas R., i Hoyer D., 2011: Understending the Causes of roof control problems on a longwall face from shield monitoring data – a case study. Coal Operators Conference, University of Wollongong & the Australasian Institut of Mining and Metallurgy.

[161] Verma A.K. i Deb D., 2007: Analysis of chock shield pressure using finite element method and face stability index. Mining technology, no. 2.

[162] Verma A.K. i Deb D., 2008: Numerical analysis of the interaction between hydraulic powered support and surrounding rock strata at Indian longwall face. The 12th International Conference of International Association for Computer Methods and Advances in Geomechanics. ‐ Goa, India.

Strona 216 z 216

[163] Walentek A., 2012: Wpływ eksploatacji z zawałem stropu na charakterystykę spękań

wokół chodnika przed frontem ściany. Katowice (praca doktorska).

[164] Wojtaszek A., 1994: Ocena obciążenia obudowy wyrobisk górniczych z wykorzystaniem kryteriów Hoeka‐Browna i Culomba‐Mohra. Prace Naukowe Instytutu Geotechniki i Hydrotechniki Politechniki Wrocławskiej nr 65, Seria konferencje nr 33.

[165] www.rockscience.com

[166] Zorychta A., 2001: Wpływ zaburzeń uskokowych na kształtowanie się zagrożenia tąpaniami w kopalniach LGOM. CUPRUM. Czasopismo Naukowo‐Techniczne Górnictwa Rud, nr 21.

[167] Zorychta A., Burtan Z. i Chlebowski D., 1999: Wpływ eksploatacji na możliwość powstania wstrząsów w górotworze uwarstwionym. CUPRUM. Czasopismo Naukowo‐Techniczne Górnictwa Rud, nr 11.

ROZPRAWA DOKTORSKA Prognozowanie zasięgu wzmożonych ...

Documents

Transcript of ROZPRAWA DOKTORSKA Prognozowanie zasięgu wzmożonych ...