Обоснование и расчет монолитной бетонной крепи стволов с учетом твердения бетона в тектоническом поле начальных напряжений тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 05.15.04, кандидат технических наук Костенко, Юрий Анатольевич

• Костенко, Юрий Анатольевич
• кандидат технических наук
• 1998

Оглавление диссертации кандидат технических наук Костенко, Юрий Анатольевич

СОДЕРЖАНИЕ

Введение

1. Состояние вопроса, цели и задачи исследования

Краткое заключение по главе 1

2. Математическая модель и метод расчета однослойной монолитной бетонной крепи ствола в гравитационном и тектоническом поле начальных напряжений

2.1. Учет влияния подвигания забоя

2.2. Учет набора прочности бетона крепи в раннем возрасте

■ -<А

2.3. Учет ползучести пород

2.4. Метод расчета однослойной монолитной бетонной крепи вертикального ствола в гравитационном и тектоническом поле начальных напряжений

Краткое заключение по главе 2

3. Метод расчета двухслойной монолитной бетонной крепи вертикального ствола в тектоническом поле начальных

напряжений

Краткое заключение по главе 3

4. Программное обеспечение методов расчета монолитной бетонной крепи ствола в гравитационном и тектоническом

поле начальных напряжений

Краткое заключение по главе 4

Заключение

Список литературы

105

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Обоснование и расчет монолитной бетонной крепи стволов с учетом твердения бетона в тектоническом поле начальных напряжений»

ВВЕДЕНИЕ

Вертикальные стволы являются уникальными инженерными сооружениями по масштабу и сложности решаемых технических задач в период строительства и эксплуатации подземных коммуникаций. При строительстве и реконструкции горных предприятий выполняются значительные объемы строительно-монтажных работ на поверхности шахт и по сооружению капитальных горных выработок. Наиболее сложными и трудоемкими являются работы по сооружению вертикальных стволов, на долю которых приходится 20-25 % стоимости и 30-50 % общей продолжительности строительства.

Особенно резко возрастают затраты при сооружении стволов в сложных горно-геологических условиях, характеризующихся наличием трещиноватых, слабых и обводненных пород, большой глубиной, тектоническим полем напряжений в массиве. В этом случае к конструкции крепи ствола и технологии работ предъявляются специфические требования. Выбор конструкции крепи и правильный ее засчет являются основными факторами, обеспечивающими безремонтное поддержание ствола в течение проектного срока эксплуатации, бесперебойное его функционирование, а также всего подземного предприятия.

В связи с тем, что в последние годы наблюдается спад производства

в промышленности, строительство подземных сооружений, а также средства, выделяемые на него, резко сократились. Исходя из этого, в последние годы при сооружении вертикальных стволов в сложных горногеологических условиях на первый план, наряду с жесткими требованиями к надежности и долговечности конструкции, выходит проблема экономии и рентабельности строительного производства. Так как стоимость крепления составляет более 50 % стоимости сооружения всего ствола, поэтому, в настоящее время выбор экономичного и надежного типа крепи является одной из главных задач механики подземных сооружений.

В основном при проходке стволов в обычных условиях получила распространение монолитная бетонная крепь из быстротвердеющего бетона при совмещенном способе проходки.

Тем не менее, при сооружении глубоких стволов в тектоническом поле начальных напряжений несущей способности обычной однослойной бетонной крепи, как правило, оказывается недостаточно. В следствии этого, шахтостроители переходят на более дорогостоящие виды крепи (железобетонные блоки, чугунные тюбинги), что приводит к резкому удорожанию строительства. Поэтому решение проблемы увеличения несущей способности монолитной бетонной крепи представляется в настоящее время актуальным и позволит существенно расширить область ее применения.

Цель данной диссертационной работы заключается в разработке ме-

тода расчета монолитной бетонной крепи ствола с учетом подвигания забоя и изменения деформационных характеристик бетона крепи на ранней стадии его твердения, в том числе в тектоническом поле начальных напряжений, что обеспечивает расширение области применения монолитной бетонной крепи в сложных горно-геологических условиях.

При постановке и решении задач в данной работе учитывались изменения деформационных и прочностных характеристик бетона на ранней стадии твердения при подвигании забоя и их влияния на напряженное состояние и несущую способность крепи ствола.

Научная новизна работы заключается в следующем:

- разработана математическая модель и метод расчета однослойной монолитной бетонной крепи ствола в гравитационном и тектоническом поле начальных напряжений с учетом совместного влияния подвигания забоя и изменения деформационных характеристик бетона крепи на ранней стадии его твердения;

- разработана математическая модель напряженно - деформированного состояния и метод расчета двухслойной монолитной бетонной крепи ствола в тектоническом поле начальных напряжений с разновременным возведением слоев с учетом подвигания забоя и изменения деформационных характеристик бетона крепи на ранней стадии его твердения, при значительном удалении рассматриваемого участка крепи от забоя.

- установлено влияние твердения бетона в раннем возрасте на напряженное состояние и несущую способность крепи в зависимости от отношения главных начальных напряжений в массиве, толщины крепи и модуля деформации пород.

- установлено, что в неравнокомпонентном поле начальных напряжений растягивающие напряжения в слоях крепи в процессе твердения бетона меняют знак (переходят в сжимающие напряжения).

- проблема обеспечения надежности монолитной бетонной крепи в тектоническом поле начальных напряжений может быть решена применением двухслойной крепи.

Достоверность научных положений, выводов и рекомендаций обоснована применением апробированной математической модели монолитной бетонной крепи выработок круглого сечения, достоверность которой установлена.

Практическое значение работы заключается в разработке метода, алгоритма и пакета компьютерных программ для IBM совместимых компьютеров, реализующих расчет монолитной бетонной крепи ствола для вертикальных выработок круглого сечения в тектоническом поле начальных напряжений.

Результаты диссертационных исследований приняты к внедрению ОАО "Тулауголь".

Основное содержание диссертации опубликовано в следующих работах:

1. Копылов С.И., Костенко Ю.А. Расчет крепи стволов в тектоническом поле начальных напряжений при различных видах контактов между крепью и породой/Механика подземных сооружений.-Тула, 1998.- С.54-57.

2. Костенко Ю.А., Копылов С.И., Козьменко В.И. Обоснование метода расчета и технологии возведения двухслойной крепи ствола в тектоническом поле начальных напряжений//Проблемы разработки месторождений полезных ископаемых Центрального региона РФ/Тез. докл. 1-я региональная конф. - Тула, 1998. - С. 76-77.

3. Костенко Ю.А., Копылов С.И., Козьменко В.И. Расчет двухслойной крепи ствола в тектоническом поле начальных напряжений//Проблемы разработки месторождений полезных ископаемых Центрального региона РФ/Тез. докл. 1-я региональная конф. - Тула, 1998. - 44-45.

4. Савин И.И., Костенко Ю.А. Обоснование параметров двухслойной крепи стволов на основе обработки результатов натурных измере-ний//Механика подземных сооружений. - Тула, 1998. - С.39-45.

1. Состояние вопроса, цели и задачи исследования

Важной особенностью современного шахтного строительства является существенное усложнение условий строительства, связанное с увеличением глубины разработки и усложнением горно-геологических условий. Вертикальный шахтный ствол относится к наиболее ответственным объектам подземного строительства, сооружение которого характеризуется большой сложностью, трудоемкостью производства работ, а также большим объемом капитальных вложений. Поэтому успешное решение задач, связанных с обеспечением эксплуатационной надежности и долговечности горных выработок и подземных сооружений, во многом зависит от степени совершенства используемых методов прогнозирования механических процессов в окружающих породных массивах, а также методов расчета крепи.

В настоящее время при креплении вертикальных стволов шахт и рудников наибольшее распространение получила монолитная бетонная крепь, объем применения которой составляет около 96 %. Эта крепь(за исключением облегченной) по сравнению с другими самая дешевая, а процесс ее возведения поддается почти полной механизации. Бетонная крепь долговечна, обладает высокими аэродинамическими качествами, при хо-

рошем качестве работ по ее возведению она лишена швов и является водонепроницаемой. Следует также учитывать сцепление монолитного бетона с окружающими породами, что обеспечивает благоприятные условия нагру-жения крепи. Бетонная крепь испытывает в основном сжимающие напряжения и способна воспринимать значительные нагрузки. Даже появление трещин в бетоне не означает, что несущая способность крепи исчерпана. В этом случае трещины играют роль своеобразных узлов податливости и шарниров, благодаря чему изгибающие моменты перераспределяются и крепь может длительное время без ремонта поддерживать равновесие в системе "крепь - массив пород".

Развитие методов расчета крепи стволов прошло три основные стадии.

На первой стадии крепь рассматривалась как конструкция, загруженная заданной (активной) нагрузкой, принимаемой на основании существовавших тогда гипотез горного давления.

Предполагалось, что сама крепь не оказывает влияния на величину и распределение действующих на нее нагрузок.

По отношению к вертикальным выработкам можно выделить следующие основные гипотезы: восстановления естественного напряженного состояния массива пород; гипотезы свода; гипотезу об отсутствии давления на крепь стволов в скальных породах. С позиций гипотезы восстановления

естественного напряженного состояния пород вблизи ствола давление на его крепь соответствует боковому давлению в массиве пород (напряжениям бокового распора). На этой гипотезе основаны исследования ММ. Протодьяконова /58/, П.М. Цимбаревича /82/, А.Н. Динника /27/, А.П. Максимова/51/, В.И. Белова/9/.

Особенностью гипотезы восстановления является признание линейной зависимости давления на крепь от глубины.

Гипотеза полного веса пород была сменена гипотезой свода. Ее появление и признание было вызвано значительным увеличением глубины разработок. К тому времени опыт показал, что давление на крепь, как правило, не возрастает пропорционально глубине; выработки, пройденные на глубине сотен метров от поверхности, надежно защищены крепью, способной выдержать вес столба пород высотой лишь в несколько метров. Это дало повод предположить, что давление на крепь определяется не весом столба пород до поверхности, а лишь весом замкнутого их объема над выработкой (или вблизи нее), ограниченного сводом. В этом направлении можно отметить работы М.П. Бродского /14/ и К. Терцаги /82/, методику П.М. Цимбаревича- Ю.А. Онищенко /58/.

Гипотезу об отсутствии давления на крепь ствола в скальных породах наиболее обосновано высказал в своей работе Н.М. Покровский /59/. Она отнесена к гипотезам горного давления, хотя в данном

случае доказывается его отсутствие, поскольку доказательства исходят из положения, что если бы это давление существовало, то оно представляло бы нагрузку типа веса покоящегося объема породы.

Среди зарубежных ученых, занимавшихся вопросом расчета крепи вертикальных стволов, на этом этапе можно особо выделить Р. Фербера, О. Домке, Ф. Мора и Г. Линка. Р. Фербер /92/ впервые предложил принимать нагрузку ствола неравномерной, для чего ввел понятие коэффициента неравномерности нагрузок и показал, что с его увеличением несущая способность крепи уменьшается. О. Домке /91/, развивая идею Ф.Фербера, предположил, что причиной неравномерности нагрузки на крепь является влияние сползающего слоя, вызывающего добавочное давление в виде радиальной нагрузки, равномерно распределенной на четверти периметра сечения ствола. Г.Линк /93/, рассматривая схему нагружееия крепи, заметил, что помимо радиальной на крепь должна действовать касательная нагрузка, которая усугубляет неравномерность радиальной нагрузки.

На основе анализа первой стадии развития методов расчета крепи стволов следует, что расчетные нагрузки принимаются из общих соображений и не согласуются с фактическими действующими, что было обнаружено в дальнейшем в результате более строгих аналитических исследований и особенно экспериментов. Вместе с тем, нельзя не отметить эффективность многих предложений, в частности, учи-

тывающих неравномерность внешних нагрузок.

Расчетные схемы, разработанные на первой стадии развития теории расчета крепи, применяются и в настоящее время при расчете крепи в слабых водонасыщенных породах (супеси, суглинки, илы, плывуны). Крепь рассматривается как свободно деформируемая конструкция. Предполагается, что указанные породы не могут оказать сопротивления деформациям крепи.

Вторая стадия развития теории расчета крепи стволов характеризуется разделением действующих нагрузок на активные, определяемые гипотезами горного давления, и пассивные, вызываемые отпором пород в результате упругих деформаций крепи под действием активных нагрузок. Немецкие ученые (Ф. Мор, Г. Линк, Ф. Ванслебен), развивая идеи О. Домке, разработали методику расчета крепи стволов, в основу которой положено представление о дополнительных неравномерных нагрузках, действующих на крепь помимо основных равномерных нагрузок со стороны массива пород.

Согласно утверждениям Г. Линка /93/ неравномерность нагрузок вызывается неравнокомпонентностью поля начальных напряжений в массиве пород. Деформации крепи ствола при неравномерной нагрузке препятствует порода, которая создает противодавление (пассивный отпор), уменьшающее неравномерность нагрузки.

Ф. Ванслебен /96/ предложил определять степень неравномер-

ности нагрузок на крепь ствола, исходя из предположения о невозможности перемещений крепи в сторону массива пород. Однако в полученных им зависимостях степень неравномерности зависит только от характеристик крепи и не зависит от пород.

С последним Г. Л инк не мог согласиться. В своем подходе к этому вопросу он показал, что степень неравномерности нагрузок, наоборот, целиком зависит от свойств массива пород и совершенно не зависит от свойств крепи. Однако правильный путь для определения величины добавочного давления Г. Линк видел в рациональном сочетании рассмотренных подходов.

Методику расчета крепи стволов под действием активной нагрузки с учетом пассивного отпора пород предложил Г.М. Крытов /20/. Согласно этой методики под действием активных нагрузок на определенных участках крепь смещается в сторону массива пород. В результате расчета определяются последовательно активная и пассивная нагрузка, а также возникающие от них внутренние усилия в крепи.

Л.М. Емельянов /20/ в своих работах рассмотрел общий вид за-гружения крепи в виде кругового кольца активными нагрузками.

Дополнительные (пассивные) нагрузки на крепь возникают по мнению автора в результате упругих деформаций крепи и ее взаимодействия с породами. В работах Л.М. Емельянова высказан ряд прин-

ципиальных положений, близких к современным представлениям о работе крепи.

Все методики расчета, в которых нагрузка на крепь разделяется на активную и пассивную, имеют одно слабое место - определение активной нагрузки. В данном случае активная нагрузка не следует из расчетной схемы, а определяется произвольно. Общепринятая расчетная схема, когда активная нагрузка распределяется по части контура сечения выработки, может быть принята лишь в частных случаях, например, когда взаимодействие пород и крепи характеризуется жестко-пластической моделью массива пород. В подавляющем большинстве случаев деление нагрузки на активную и пассивную является искусственным и не соответствует действительным условиям нагружения крепи.

На современной третьей стадии развития теории расчета крепи стволов существуют два метода расчета. По первому методу крепь рассматривается отдельно от массива пород, действие которого заменяется силами, распределенными по поверхности крепи и определяемыми на основании экспериментальных исследований (чаще натурных, реже лабораторных) или аналитических исследований взаимодействия крепи с соответствующей средой. Второй метод предполагает совместный расчет крепи и массива пород, которые представлены в одной расчетной схеме взаимодействия пород и крепи. Таким образом,

третья стадия развития расчета крепи стволов характеризуется учетом полного взаимодействия крепи и пород, в отличие от второй стадии, рассматривавшего лишь частичное взаимодействие.

Большую роль в формировании представлений о взаимодействии крепи с массивом пород сыграли результаты натурных исследований нагрузок на крепь стволов. Значительный вклад в это направление внес своими работами Г.А. Крупенников /46/, который на основании анализа натурных измерений сформулировал главные положения о деформации и взаимодействии пород с крепью:

- вблизи ствола вследствие концентрации напряжений образуется зона неупругих деформаций, что проявляется в дополнительных перемещениях пород и сужении сечения ствола;

- развитию радиальных смещений в массиве в известной мере препятствует крепь;

- статическое равновесие в системе крепь - порода может быть достигнуто при разной величине отпора крепи (давления на крепь), при этом каждому значению давления соответствует определенное радиальное перемещение стенок ствола. В общем случае, чем больше перемещение стенок выработки допускает крепь (чем более она податлива), тем меньшее давление она будет испытывать (до определенного предела, начиная с которого давление стабилизируется или даже начинает возрастать);

- давление на крепь существенно зависит от степени ее жесткости (материал, конструкция, толщина) и технологии возведения, определяющей время ввода крепи в работу после обнажения стенок и начальный ее распор.

Одним из главных результатов исследований было становление весьма значительной неравномерности распределения нагрузок по контуру поперечного сечения крепи и до известной степени случайности очертания эпюры нормальных нагрузок. Г.А. Крупенников ввел коэффициент вариации, характеризующий степень неравномерности нагрузок на крепь ствола, который значительно превосходил расчетную степень неравномерности нагрузок, принимавшуюся ранее при расчетах крепи ствола.

Вопрос о величине и распределении радиальных нагрузок на крепь можно решить на основании экспериментальных исследований, то о касательных нагрузках этого сказать нельзя. Можно отметить, что результаты измерений свидетельствуют о наличии касательных напряжений на контакте крепи с породами, так как фактические эпюры нормальных нагрузок в большинстве своем несамоуравыове-шены.

Для определения величины и распределения касательных нагрузок на крепь Г.А. Крупенниковым был разработан метод расчета крепи ствола с использованием натурных измерений применительно к

монолитной бетонной крепи, прочно связанной с крепкими породами.

Вопросы расчета крепи на этой стадии исследовались К.В. Руп-пенейтом, Его работы были основаны на гипотезе разрушения пород, получившей развитие в более ранних трудах Р. Феннера и А. Лабасса, а также В.Г. Березанцева.

Методика В.Г. Березанцева /10/ для определения приближенного давления на крепь вертикальной выработки основана на теории предельного равновесия сыпучей среды. По мнению автора после протекания упругих деформаций в некоторой области вблизи выработки устанавливается предельное состояние, когда дальнейшее незначительное уменьшение отпора крепи приведет к разрушению пород. При этом принято следующее допущение: зона предельного состояния ограничена конусообразной поверхностью, образующая которой наклонена под углом к горизонту (наподобие сползающего объема вблизи подпорной стенки), линии скольжения принимаются прямолинейными. Это довольно серьезное ограничение. Оно справедливо для неглубоких стволов и существенно сужает область применения методики. Трение пород по крепи ствола во внимание не принимается. За зоной предельного состояния массив рассматривается как неде-формируемый (абсолютно жесткий). В результате исследования было установлено, что интенсивность нарастания давления с глубиной уменьшается и давление стремится к постоянной величине.

В работах Р.Феннера и А.Лабасса /47/ исследуются условия равновесия пород вблизи ствола при их переходе в некоторой зоне через предельное состояние, когда происходят сдвиги по поверхностям скольжения. При этом породы в указанной зоне претерпевают либо хрупкое разрушение, либо пластическое течение, в зависимости от их свойств. Эта гипотеза получила название гипотезы разрушения. Особенностью исследования Р. Феннера является то, что в зоне неупругих деформаций порода представляется несвязной сыпучей массой, характеризуемой лишь углом внутреннего трения. Эта масса находится в условиях предельного состояния, что и определяет распределение в ней напряжений. В результате исследования была получена картина распределения напряжений вблизи ствола , согласно которой напряжения плавно возрастают с удалением в глубь массива от давления на поверхности ствола (отпора крепи) до напряжений в толще нетронутого массива. Тангенциальные напряжения имеют резкий максимум на границе зоны разрушения, превышающий давление в толще массива. Р. Феннер пришел к важному выводу: давление на крепь зависит от радиуса зоны разрушения и с увеличением этой зоны уменьшается; при постоянном давлении на крепь ствола радиус зоны разрушения тем больше, чем меньше угол внутреннего трения пород; кроме того, радиус этой зоны увеличивается с глубиной.

А. Лабасс обобщил решение Р. Феннера на случай, когда массив

обладает не только внутренним трением, но и сцеплением /47/. К.В. Руппенейт /68/ выполнил решение аналогичной задачи о взаимодействии пород с крепью ствола при помощи функции напряжений. Измерения нагрузок на крепь выработок показали, что величины и очертания эпюр нагрузок являются да известной степени случайными, поэтому в работах К.В. Руппенейта и А. Вихура /46/ предлагается рассматривать неравномерные нагрузки на крепь выработок круглого сечения как реализации стационарной случайной функции, характеризующей случайные отклонения частных значений нагрузок от их средних величин. Отсюда следует, что напряжения в крепи также являются случайными величинами, характеризуемые случайными функциями. Используя статические характеристики напряжений (среднее значение и дисперсию), можно найти вероятность превышения напряжениями в крепи заданного уровня. Такой расчет учитывает вероятностные характеристики изменчивости как напряжений в крепи, так и ее прочности, и основан на анализе надежности крепи с привлечением экономического критерия. Поэтому этот метод получил название вероятностно-экономического.

Значительным вкладом К.В. Руппенейта в развитие гипотезы разрушения является определение зависимости перемещений породной поверхности ствола от радиуса "зоны неупругих деформаций", который находится из условия непрерывности смещений на границе раз-

дела областей неупругих и упругих деформаций. Метод определения параметров взаимодействия пород и крепи, разработанный К.В. Руп-пенейтом, представляет большой научный интерес, так как складывается из ряда новых задач и в новой постановке. Вместе с тем это решение приближенно и имеет ограниченную область применения.

Необходимо отметить работу Ю.М. Либермана /70/, выполненную под общим руководством К.В. Руппенейта и посвященную расчету крепи стволов. В ней особо обращается внимание на роль касательных напряжений на контакте крепи и пород. Отмечается, что даже небольшие касательные усилия могут обратить изгибающие моменты в радиальных сечениях крепи в нуль.

Гипотеза ползучести, как и гипотеза разрушения, предполагает образование вокруг ствола некоторой области ыеупруго-деформирующхся пород. Однако характер деформации заключается не в разрушении пород, а в их течении во времени под нагрузкой. Для изучения взаимодействия пород с крепью ствола применяется теория линейной наследственной ползучести, согласно которой деформации пород под действием внешних сил продолжаются некоторое время после их снятия (принцип наследственности), при этом деформации пропорциональны действовавшим в разные моменты времени напряжениям и складываются между собой (принцип линейности).

Эту теорию применил Ж.С. Ержанов /29/ к задаче взаимодей-

ствия пород с крепью ствола, что позволило учесть ползучесть пород и влияние фактора времени на характер взаимодействия, а также получить распределение напряжений вблизи закрепленного ствола с учетом фактора времени. В результате исследования было отмечено, что вследствие ползучести пород радиальные напряжения вблизи закрепленного ствола в некоторой ограниченной области возрастают, а тангенциальные - по такому же закону уменьшаются, сохраняя максимум на контуре ствола. Это обстоятельство является весьма важным, так как существенно отличает характер распределения тангенциальных напряжений вблизи ствола вследствие ползучести от явлений разрушения.

Теория нелинейных упруго-вязких деформаций связывает деформации пород вблизи ствола со свойствами реальных пород: наличием нелинейной связи между напряжениями и деформациями и способностью к вязкому течению. В этой области исследований можно отметить работу Ф.А. Белаенко /7, 8/, который решил плоскую задачу нелинейной теории упругости о распределении напряжений вблизи ствола, а также работу A.C. Строганова /78/, который рассмотрел задачу взаимодействия пород с крепью ствола как плоскую нелинейно-упруго-вязкую.

Анализируя вышеизложенное, можно отметить, что наиболее значительный вклад в развитие теории расчета крепи вертикальных

стволов был сделан работами Г.А. Крупенникова и К.В. Руппенейта, в которых экспериментально и теоретически было установлено существенное влияние касательных напряжений на контакте крепи с массивом пород на напряженно-деформированное состояние крепи, что в дальнейшем послужило одним из важных факторов, обусловивших переход к схеме контактного взаимодействия крепи с массивом.

Рассмотренные общие методы расчета крепи вертикальных стволов применимы к расчету обычной однослойной бетонной крепи как при равномерной, так и неравномерной нагрузке.

В методике Д. Даниеля /90/, в которой, как и по решению Л яме, предполагалось, что наибольшие нормальные тангенциальные напряжения развиваются на внутреннем контуре сечения крепи, при этом распределение тангенциальных напряжений по толщине слоя крепи принималось линейным.

По методика М. Худека /89/можно производить расчет крепи ствола с применением теории прочности Губера-Мизеса. Прочность крепи определяется из условия, что максимальные тангенциальные напряжения на должны превосходить допускаемых для бетона крепи.

Указанные методики базируются на решении задачи Ляме. Таким образом, для расчета однослойной бетонной крепи ствола наиболее точной и достаточно простой, в меру ее применимости, является

юрмула Ляме. Недостатком расчета по этой формуле является не-юлное использование несущей способности сечения крепи в целом, гак как большая часть его остается недогруженной, тогда как на внутреннем контуре достигаются предельные значения напряжений.

Под воздействием неравномерного давления однослойная бетонная крепь ствола деформируется также неравномерно. Возникающим в результате деформаций перемещениям крепи оказывают сопротивление породы. Возникают реактивные силы: упругий отпор, силы трения и сопротивления связей крепи с породами.

Основным принципиальным различием методик расчета крепи на неравномерное давление является подход к учету этих реактивных воздействий пород на крепь. В одних методиках эти силы совсем не учитываются (свободная крепь), в других - учитываются в той или иной степени.

Р. Фербер /92/ и Д. Даниель /26, 90/ принимали нормальные нагрузки на полукольцо крепи пропорциональными синусу центрального угла или пропорциональными косинусу центрального угла, если отсчет угла вести от оси большей нагрузки. О. Домке /91/ принимал одностороннюю дополнительную нагрузку, которая прогибает как кольцо, так и колонну крепи ствола. Однако большинство авторов, рассчитывающих крепь как свободную конструкцию, не придавали принятой эпюре нагрузок абсолютного значения. Определенный вид

неравномерности принимается лишь для сравнения несущей способности различных видов и конструкций крепи. Поэтому во всех отмеченных методиках расчета крепи предусматривается проверка крепи выбранной конструкции на критическое значение неравномерности давления, начиная в которого крепь нарушается.

Двухслойная крепь ствола обычно рассчитывалась на прочность, исходя из тех же решений, что и однослойная, поэтому при ее расчете широко использовалась формула Ляме. Контактные давления колец крепи друг на друга, как правило» находились из условия равенства радиальных перемещений контактирующих поверхностей. Таким путем было получено контактное давление Г.М. Саркисовым /73/ и М. Худеком /89/. М.Б. Самойловский /72/ предложил определять давление на внутреннее кольцо двухслойной крепи из условия равенства тангенциальных деформаций на контактирующих поверхностях, что дало тот же результат. Зная контактное давление, производили проверку прочности каждого кольца, подставляя внешнюю и внутреннюю нагрузки в формулу Ляме.

Существовала группа методик, основанных на принципах расчета составных колонн, сжатых продольными силами в центре тяжести сечения. Такой подход прослеживается в работах Ф. Мора /95/, О. Домке /91/, Г. Л инка /94/, в которых крепь, представленная разнородными слоями (например, бетон и металл, или бетон и тюбин-

ги), рассчитывалась на сжатие при действии равномерного внешнего давления. Распределение напряжений в сечении ствола принималась по гиперболическому закону, а соотношения контактных сил определялись из условия, что напряжения в слоях из разных материалов распределяются пропорционально их модулям упругости.

Эти методики, основанные на методах строительной механики, имеют ряд существенных недостатков, подробно проанализированных в работе /46/. Таким образом, как для однослойной, так и двухслойной бетонной крепи стволов наиболее надежным был признан расчет по формулам Ляме. Эти формулы также используются и в современном подходе к расчету крепи вертикальных стволов по методу контактной задачи для случая однородной крепи, загруженной равномерной внешней нагрузкой.

Анализируя вышеизложенное, можно утверждать, что все рассмотренные методы расчета крепи вертикальных стволов являются расчетами на заданную нагрузку. Однако в настоящее время в практике проектирования подземных сооружений наибольшее распространение получил метод расчета крепи стволов на основе контактного взаимодействия крепи с массивом пород. Согласно этому подходу, крепь ствола нагружается в процессе совместного деформирования с массивом пород, вследствие чего нагрузки на крепь (напряжения на контакте крепи массивом) принципиально не могут быть заданы

априорно, как исходные данные к расчету, а должны определяться в процессе единого расчета всей деформируемой системы "крепь - порода".

Этот метод, основанный на аналитических решениях соответствующих контактных задач теории упругости, базируется на следующем положении: независимо от стадии деформирования пород вокруг

выработки (упругая, пластическая, разрушение) характер распределения нагрузок на крепь (нормальных и касательных напряжений на контакте крепи с породами) определяется сохраняющимися деформационными (упругими) характеристиками.

Общий метод расчета крепи круглого сечения по этой схеме -метод коэффициентов передачи напряжений, основанный на общем решении первой основной задачи теории упругости для кольца при произвольных нагрузках, приложенных к внутреннему и внешнему контурам и представленных в виде комплексных рядов Фурье, выполнен Н.И. Мусхелишвили /55/.

В работах Н.С. Булычева /15,16/ подробно изложено решение Н.И. Мусхелишвили для кольца и получены расчетные формулы для компонентов напряжений и перемещений. Метод коэффициентов передачи напряжений не требует составления и решения уравнений совместности перемещений на контактах слоев, а использует коэффициенты передачи напряжений, выражаемые рекурентными формулами.

Для расчета крепи с помощью коэффициентов передачи напряжений существуют две модификации расчетных схем. Их отличие заключается в том, что расчетные напряжения прикладываются либо к внешнему контуру кольца на бесконечности, либо внутреннему контуру. Первая схема называется схемой расчета по эквивалентным напряжениям (напряжения на бесконечности эквивалентны различным видам воздействий), вторая - схемой расчета по снимаемым напряжениям (в соответствии с терминологией И.В. Родина /66/. Для расчета крепи выработки круглого сечения можно применять как один, так и другой метод, так как они в сущности аналогичны друг другу.

Монолитную бетонную крепь вертикальных стволов рассчитывают на горное давление преимущественно с использованием схемы с эквивалентными напряжениями. Расчетная схема представляет собой в общем случае многослойное кольцо, внешний слой которого моделирует массив пород. Расчет выполняется как и в общем случае по методу коэффициентов передач напряжений, основанному на решениях контактных задач о взаимодействии вертикальной выработки с весомым массивом пород и рассмотрении крепи и массива как единой деформируемой системы. В результате расчета как нормальные, так и касательные напряжения определяются в процессе единого расчета всей системы, причем оказываются существенно зависящими от характеристик всех элементов, в том числе крепи - ее толщины, формы

поперечного сечения, жесткости, конструктивных особенностей и способа возведения.

Именно такой подход взят за основу методики расчета в данной диссертационной работе, так как позволяет в полной мере использовать несущую способность самого массива пород, и поэтому результаты расчетов, по сравнению с получаемыми при заданных нагрузках, выявляют более благоприятную картину напряженного состояния крепи.

Технологические схемы проходки вертикальных стволов с применением монолитной бетонной крепи подразделяются на: последовательную (последовательность операций по выемке породы и возведению постоянной крепи), параллельную (одновременное выполнение операций по выемке породы и возведению постоянной крепи с применением временной крепи), параллельно-щитовую (одновременное выполнение операций по выемке породы и возведению постоянной крепи без применения временной крепи) и совмещенную (выемка породы и возведение крепи производится в призабойном пространстве вслед за подвиганием забоя без временной крепи).

Наиболее распространенной технологической схемой проходки вертикальных стволов с применением монолитной бетонной крепи является совмещенная схема. Она характеризуется частичным совмещением работ по выемке породы и возведению постоянной крепи.

Применение этой схемы исключает использование временной крепи и устройство опорных венцов.

Последовательность работ при совмещенной схеме следующая. В забое ствола производят буровзрывные работы, проветривают, убирают породу на высоту опалубки, опускают и центрируют передвижную металлическую опалубку, за которую укладывают бетонную смесь.

При применении совмещенной технологической схемы проходки ствола обычно совмещают работы по погрузке породы с воз ведением постоянной крепи и реже бурение шпуров с креплением. Эта схема предусматривает применение простого и дешевого оборудования. Все технологические процессы ведутся под защитой постоянной крепи и подвесного многоярусного полка, что обеспечивает высокую безопасность работ, а близкое расположение подвесного полка от забоя упрощает организацию подъема и выдачи горной массы. Укладка бетонной смеси вслед за выемкой породы улучшает связь породного массива с постоянной крепью вертикального ствола, при этом заполняются трещины, поры и пустоты в породах, в результате чего повышается устойчивость выработки и уменьшаются водопритоки в стволе. Благодаря вышеперечисленным достоинствам совмещенная схема проходки стволов в отечественной и зарубежной практике получила наибольшее распространение и считается наиболее экономичной и ма-

лотрудоемкой.

Однако совмещенная схема имеет ряд существенных недостатков. В призабойном пространстве сконцентрировано технологическое и вспомогательное оборудование. В этом пространстве происходит постоянное движение сосудов, грейферных погрузчиков при слабом освещении и больших притоках воды, нахождение бадей больших габаритов.

Нахождение металлической опалубки и постоянной крепи сужают рабочее пространство забоя ствола, что ухудшает возможность совмещения работ и размещения бурильных установок для бурения

окошгуривающих шпуров , усложняет погрузку породы после взрывных работ.

При выполнении буровзрвных работ многоярусный полок вместе с комплексом поднимают на 30-40 м от забоя. После производтства взрывных работ их опускают к забою, на что затрачивается время цикла. Наращивание технологических трубопроводов допускается лишь при отсутствии в забое проходчиков. Все работы выполняются одним звеном, что приводит к неодинаковой нагрузке работающих в забое и на поверхности, тогда как, например, при параллельной схеме есть возможность маневрировать звеньями в течение смены, более эффективно использовать общешахтное и технологическое оборудование и производственные ресурсы.

Несмотря на перечисленные недостатки совмещенной технологии строительства стволов с монолитной бетонной крепью, в обычных горно-геологических условиях она находит самое широкое применение. Н.С. Булычев в работе /18/ отмечает, что нарушение монолитной бетонной крепи из быстротвердеющего бетона, возводимой непосредственно в забое ствола при совмещенной схеме, наблюдается только в районах, где имеются значительные горизонтальные тектонические напряжения, а массив сложен скальными трещиноватыми породами.

Эффективной мерой предупреждения нарушений крепи, по

мнению Н.С. Булычева, может служить возведение постоянной крепи на некотором расстоянии от забоя.

Аналогичное мнение по этому вопросу высказывает A.M. Козел. В своей работе /37/ он указывает на низкие деформационные качества монолитной бетонной крепи и отмечает, что в слабых и средней устойчивости породах, а также на больших глубинах ее применение при совмещенном способе ведения работ представляется не целесообразным, так как эта технологическая схема предусматривает немедленное введение постоянной бетонной крепи в работу в условиях, когда в призабойной зоне проявляются наибольшие и интенсивные смещения пород. Совмещенная технологическая схема, по мнению автора, наиболее выгодна и экономична с точки зрения нагруженности

и устойчивости в прочных и мало смещающихся породах. В более сложных условиях он рекомендовал применять параллельную или параллельно-щитовую схемы, так как здесь ввод крепи в работу производится через некоторый промежуток времени после реализации основных смещений пород, и вследствии этого нагруженность крепи, особенно в первый период после ее возведения, значительно меньше, что позволяет применять крепь с меньшей несущей способностью.

Из анализа указанных замечаний следует, что данный подход к проблеме рассматривает монолитную бетонную крепь как жесткую конструкцию по всей ее протяженности. Однако следует отметить, что о жесткости монолитной бетонной крепи можно серьезно говорить только в том случае, когда бетон окончательно сформировался как материал, то есть достиг своей расчетной прочности на сжатие. Поэтому можно утверждать, что бетонная крепь становится жесткой лишь на значительном удалении от забоя ствола. В призабойной же зоне, находясь в опалубке, бетон в раннем возрасте подвержен процессам твердения, ползучести и набора прочности и является еще достаточно пластичным материалом, чтобы воспринимать деформации и перемещения окружающих пород.

На это обстоятельство, в частности, указывает Г.А. Крупенников в своей работе /46/. Он отмечает, что в применяемых методах расчета крепи стволов не учитывается ряд факторов, таких как усадка бето-

на, его ползучесть, повышение модуля упругости бетона с течением времени, наличие стыков крепи между заходками и разновременность возведения оболочек многослойной крепи. Исследования работы бетонных конструкций показывают, что временные процессы в бетоне и его усадка оказывают влияние на ее напряженное состояние. Ползучесть бетона наиболее сильно проявляется в раннем возрасте (особенно резко в возрасте до трех суток). По мнению Г.А. Крупенни-кова не жесткость бетонной крепи, а именно процесс ползучести является причиной ее разрушения при раннем загружении достаточно большими силами. В таких случаях Г.А. Крупенников рекомендует применять мероприятия по разгрузке крепи в первые дни. Вместе с тем при раннем загружении небольшими силами наблюдались процессы уплотнения и упрочнения бетона. В итоге Г.А. Крупенников подчеркивает, что влияние временных процессов в бетоне на напряженное состояние крепи проявляется достаточно сложно, а его учет представляется весьма трудным, хотя и необходимым.

Таким образом, можно предположить, что работа монолитной бетонной крепи в призабойной зоне осуществляется не в жестком режиме, а во временно податливом, что открывает дополнительные резервы для использования совмещенной технологической схемы проходки при креплении глубоких вертикальных стволов в сложных горно-геологических условиях монолитной бетонной крепью.

Следовательно, проблема применения монолитной бетонной крепи стволов на больших глубинах, в слабых обводненных породах, а также в тектоническом поле напряжений заключается не столько в ее низких деформативных качествах, сколько в ее недостаточной несущей способности в призабойной зоне в условиях повышенного и неравномерного горного давления.

Вместе с тем, в практике строительства вертикальных стволов все чаще встречаются условия, в которых несущей способности обычной монолитной бетонной крепи, как правило, оказывается недостаточно. Поэтому проблема использования монолитной бетонной крепи при сооружении вертикальных стволов в сложных шрно-геологических условиях остается актуальной и требует соответствующего разрешения. В настоящее время в таких условиях традиционно применяют высокопрочные водонепроницаемые крепи, например, чугунные тюбинги, что влечет за собой резкое удорожание строительства.

Для разрешения существующей проблемы в этом случае можно идти по двум направлениям: либо, переходить на более дорогостоящие виды крепи, либо разработать такую конструкцию и технологию возведения монолитной бетонной крепи, которые позволили бы существенно повысить ее несущую способность.

Учет бетона временной крепи в работе постоянной обделки и повышенной деформативности бетона в раннем возрасте, более бла-

гоприятная работа двухслойной конструкции крепи в сложных горногеологических условиях - все эти особенности позволили получить конструкцию монолитной бетонной крепи, отличающуюся высокой прочностью и высокой экономичностью.

Анализируя вышеизложенное, можно утверждать, что проблема использования монолитной бетонной крепи при сооружении вертикальных стволов в сложных шрно-геологических условиях может быть решена путем применения аналогичной двухслойной конструкции, позволяющей в наибольшей степени использовать собственную несущую способность массива пород и обеспечить надежность и устойчивость вертикальных стволов при минимальном расходе материалов на их крепление.

Методика расчета крепи ствола с учетом твердения бетона в раннем возрасте и ползучести пород, разработанная Н.С. Булычевым /16/, рассматривает однослойную монолитную бетонную крепь, возводимую непосредственно в забое ствола. В расчете для каждого момента времени, соответствующего определенной заходке, были получены коэффициенты передач напряжений на контакте крепи с породами и их приращения по мере удаления от забоя ствола. Для вычисления коэффициентов передач напряжений и их приращений вместо постоянных характеристик крепи и массива были использованы модуль деформации бетона, изменяющийся по мере его твердения, а также

временные характеристики ползучести пород, определяемые согласно теории линейной наследственной ползучести.

Используя приращения коэффициентов передач напряжений были получены приращения нормальных напряжений на контактах крепи с массивом на каждом из рассматриваемых участков, а затем и полные нормальные напряжения, получаемые на каждом конкретном участке как сумма соответствующего приращения с предыдущим итогом. На основании нормальных напряжений на контакте крепи с массивом были определены средние нормальные тангенциальные напряжения в крепи на каждом ее участке по мере подвигания забоя, что позволило судить о характере нарастания средних напряжений в бетонной крепи со временем при нагружении крепи в раннем возрасте.

В рассмотренной методике необходимо отметить рациональный подход к учету факторов, наиболее полно отражающих характер взаимодействия однослойной монолитной бетонной крепи ствола с окружающими породами на ранней стадии ее возведения.

В работах Н.С. Булычева /15, 16, 17 и др./, H.H. Фотиевой /21/ и в диссертационной работе М.Н. Донец рассматривался расчет временной монолитной бетонной крепи с учетом подвигания забоя и изменения деформационных характеристик бетона в раннем возрасте. Учет твердения бетона в раннем возрасте показывает уязвимость бетона в момент распалубки. Не набравший достаточной прочности бетон мо-

жет быть деформирован, что может сказаться на несущей способности крепи. Как показали исследования М.Н. Донец, проблема обеспечения надежности монолитной бетонной крепи может быть решена применением двухслойной крепи.

С целью развития указанных подходов применительно к проектированию крепи шахтных стволов в настоящей работе предлагаются методы расчета монолитной бетонной крепи ствола в гравитационном и тектоническом поле начальных напряжений с учетом подвигания забоя ствола и изменения деформационных характеристик бетона в раннем возрасте, что имеет существенное значение для шахтного строительства.

Для достижения поставленных целей необходимо было решить следующие задачи:

- разработать математическую модель и метод расчета однослойной монолитной бетонной крепи ствола в гравитационном и тектоническом поле начальных напряжений с учетом совместного влияния подвигания забоя ствола, деформационных характеристик пород и изменения деформационных характеристик бетона на ранней стадии его твердения;

- разработать математическую модель напряженно деформированного состояния и метод расчета двухслойной монолитной бетонной крепи ствола в тектоническом поле начальных напряжений с раз-

новременным возведением слоев с учетом подвигания забоя и изменения деформационных характеристик бетона крепи на ранней стадии его твердения, при значительном удалении рассматриваемого участка крепи от забоя;

- установить влияние твердения бетона в раннем возрасте на напряженное состояние и несущую способность крепи в зависимости от отношения главных начальных напряжений в массиве, толщины крепи и модуля деформации пород;

- разработать метод, алгоритм и пакет компьютерных программ для ЮМ совместимых компьютеров, реализующих расчет монолитной бетонной крепи ствола для вертикальных выработок круглого сечения в гравитационном и тектоническом поле начальных напряжений.

Краткое заключение по главе 1

Из анализа выше рассмотренных работ в развитии методов расчета крепи стволов можно отметить три основные стадии:

- на первой стадии крепь рассматривалась как конструкция, загруженная заданной нагрузкой, принимаемой на основании существовавших тогда гипотез горного давления. Предполагалось, что сама крепь не оказывает влияния на величину и распределение действующих на нее нагрузок;

- вторая стадия в развитии теории расчета крепи стволов характеризуется разделением действующих нагрузок на активные, определяемые гипотезами горного давления, и пассивные, вызываемые отпором пород в результате упругих деформаций крепи под действием активных нагрузок;

- третья стадия развития теории расчета крепи стволов характеризуется учетом взаимодействия крепи и пород.

2. На основании анализа методов расчета однослойной и двухслойной крепи вертикального ствола можно утверждать, что все рассмотренные методы являются расчетами на заданную нагрузку.

В настоящее время наиболее перспективными представляются методы расчета на основе контактного взаимодействия крепи ствола и массива пород.

В основу метода расчета монолитной бетонной крепи ствола в данной работе положен метод коэффициентов передачи напряжений (метод Н.С. Булычева).

3. Рассмотрена совмещенная технология проходки ствола при креплении его монолитной бетонной крепью.

При анализе ее недостатков отмечено, что случаи нарушения крепи при ведении работ по этой схеме наблюдались в призабойной зоне в условиях повышенного горного давления в следствие низкой несущей способности монолитной бетонной крепи на этом этапе.

41 ■

гос*ддрс

4. Имеется возможность существенно расширить область применения монолитной бетонной крепи в сложных горно-геологических условиях, повысить ее несущую способность и позволить более рационально использовать материал крепи. Для этого необходимо учитывать совместное влияние подвигания забоя ствола, деформационные характеристики пород и изменения деформационных характеристик бетона на ранней стадии его твердения.

5. На основании анализа состояния вопроса целью данной диссертационной работы является разработка метода расчета монолитной бетонной крепи ствола с учетом подвигания забоя и изменения деформационных характеристик бетона крепи на ранней стадии его твердения» в том числе в тектоническом поле начальных напряжений, что обеспечивает расширение области применения монолитной бетонной крепи в сложных горно-геолошческих условиях.

Для достижения этой цели необходимо решить следующие задачи:

- разработать математическую модель и метод расчета однослойной монолитной бетонной крепи ствола в гравитационном и тектоническом поле начальных напряжений с учетом совместного влияния подвигания забоя ствола, деформационных характеристик пород и изменения деформационных характеристик бетона на ранней стадии его твердения;

- разработать математическую модель напряженно деформированного состояния и метод расчета двухслойной монолитной бетонной крепи ствола в тектоническом поле начальных напряжений с разновременным возведением слоев с учетом подвигания забоя и изменения деформационных характеристик бетона крепи на ранней стадии его твердения, при значительном удалении рассматриваемого участка крепи от забоя;

- установить влияние твердения бетона в раннем возрасте на напряженное состояние и несущую способность крепи в зависимости от отношения главных начальных напряжений в массиве, толщины крепи и модуля деформации пород;

- разработать метод, алгоритм и пакет компьютерных программ для IBM совместимых компьютеров, реализующих расчет монолитной бетонной крепи ствола для вертикальных выработок круглого сечения в гравитационном и тектоническом поле начальных напряжений.

■ -432. Математическая модель и метод расчета однослойной монолитной

бетонной крепи ствола в гравитационном и тектоническом

поле начальных напряжений

В разработку математической модели взаимодействия однослойной монолитной бетонной крепи вертикального ствола с массивом

пород положены современные представления/15, 16, 17, 64, 85, 86, 87 и др./ о совместной работе крепи и массива пород как единой деформируемой системы.

В основу метода расчета монолитной бетонной крепи ствола в данной работе положен метод коэффициентов передачи напряжений (метод Н.С. Булычева).

Основными факторами, существенно влияющими на напряженное состояние крепи и учитываемыми при разработке математической модели, являются:

- конструкция крепи и размеры поперечного сечения ствола;

- подвигание забоя ствола;

- изменение деформационных характеристик бетона в раннем

возрасте;

- начальное поле напряжений в массиве пород.

Расчетная схема однослойной монолитной бетонной крепи ствола представлена на рис. 2.1а.

Рис. 2.1 Расчетная схема монолитной бетонной крепи ствола: а б - возведение внутреннего слоя.

- возведение внешнего слоя;

<

Вязкоупругая среда Ь, моделирующая массив пород, свойства которой характеризуются модулем деформации Е^ и коэффициентом Пуассона , изменяющимися во времени в зависимости от ползучести пород, а также параметрами линейной наследственной ползу-честиа иб.

Слой кольца 1г, внешний радиус которого Г2, моделирует бетонный слой крепи и имеет модуль деформации Е^ , изменяющийся во

времени по мере твердения бетона в раннем возрасте, и коэффициент Пуассона уь.

2.1. Учет влияния подвигания забоя

Для приближенного учета влияния отставания крепи от забоя выработки может быть использован подход /87/, согласно которому давление на крепь в породах, не подверженных ползучести, рассматривается как реакция крепи на подвигание забоя.

Б.З.Амусин /15/, на основании обработки результатов натурных наблюдений за смещениями пород в выработках предложил следующие эмпирические формулы для определения а :

а* =ехр(-1,3—), (2.1)

г,

где 10 - величина отставания возведения крепи от забоя выработки; г2 - радиус выработки в проходке. Однако формула (2.1) не учитывает изменения напряжении в креци по мере подвигания забоя, а также дает завышенные значения множителя а*, так как не берет в расчет деформации пород впереди забоя выработки.

Анализ исследований М.Баудендистела /15/ показывает, что соотношение между значением а* и расстоянием до забоя выработки более точно выражается формулой:

а* = 0,64 ехр(-1,75—). (2.2)

г2

Влияние подвигания забоя от рассматриваемого сечения ствола учтем также, как это было сделано Н.С.Булычевым в работе /16 и др./. Коэффициент а*(1) определяется по формуле (2.3):

а*(1) = 0,42ехр(-0,95—), (2.3)

Г2

где 1- расстояние от рассматриваемого участка до забоя ствола.

Относительные перемещения контура ствола на каждом рассматриваемом участке записываются в следующем виде:

и('} = 1 - а*(1), (1=1,2,...о)

(2.4)

где номер рассматриваемой заходки;

количество рассматриваемых заходок.

Доля Дос40 от общего коэффициента а*, приходящаяся на каждый момент времени (рассматриваемую заходку) определяется по формуле:

Дос*(!) = и(Ы) - и(1). (2.5)

Общий коэффициент а*(1), относящийся к каждому рассматриваемому участку, представим в виде суммы Ла*(1) с нарастающим итогом:

а*(1) = Ла*а);

а*(2) = а*(1) + Да*(2); (2.6)

а*(0=а*а-1)+Да.«;

или

а*а)

^ Да40. (2.7)

¡=1

2.2. Учет набора прочности бетона крепи в раннем возрасте

Бетон - это неоднородный капиллярно-пористый каменный материал со структурой в виде пространственной решетки из цементного камня, связывающего крупный и мелкий заполнитель.

Цементный камень также неоднороден, он содержит как упругую кристаллическую массу, так и наполняющую ее вязкую массу-гель. В связи с этим бетон обладает свойствами упругости, пластичности и ползучести. Прочностные характеристики бетона отличаются большой изменчивостью и оцениваются с использованием вероятностно-статистических методов.

Изменчивость прочности бетона характеризуется нормальным законом распределения. Исходя из функции распределения :

Л/27С -оо

при х = 1 (односигмовый предел) Р0(х) = 0,8413 . Таким образом, вероятность превзойти односигмовый предел составляет 15,87 %.

Нормативное сопротивление бетона определяется по формуле:

Кьп^оО-ху), (2.9)

где сгс - предел прочности бетона на сжатие;

v - коэффициент вариации предела прочности. При нормативном значении коэффициента вариации V = 0,135 и обеспеченности (вероятности) 84 % выражение (2.13) запишется в виде:

ЯЬп=0,865ас. (2.10)

Расчетное сопротивление бетона для расчета конструкций по прочности определяется по формуле:

Rb = ~Жу (2-11)

Ybc

где ybc - коэффициент надежности по бетону при сжатии.

Набор прочности бетона на ранней стадии его твердения определяется по корреляционной зависимости (коэффициент корреляции 0.9900), полученной по результатам испытаний контрольных образцов бетона при проходке стволов в Донбассе (данные д.т.н. P.A. Тюркя-на /53/):

<*o(D = ccm(T0)[0,92 + 0,2341n(T / Т0)], (2 Л 2)

где аст - среднее значение предела прочности, полученное по данным испытаний контрольных образцов;

То - время набора нормативной прочности;

Т - возраст бетона. Набор прочности бетона на ранней стадии его твердения характеризуется также изменением во времени нормативного и расчетного сопротивления бетона.

Для определения нормативного и расчетного сопротивления бетона на ранней стадии его твердения формулы (2.10) и (2.11) запишутся в следующем виде:

Rbn(T) = 0,865ac(T); (2.13)

Rb(T) = 0,665ac(T). (2.14)

Начальный модуль деформации бетона в процессе твердения

определяется из соотношения, полученного лабораторией железобетон

ных конструкций ЦНИИПС /74/:

Ю5

..... <2Л5>

' 1,7-+ — стс(Т)

где I = 1,2- номера бетонных слоев крепи.

При длительном действии нагрузки модуль деформации бетона в процессе твердения определяется из соотношения:

Еь(„=Е™^, (2.16)

где фЬ1 - коэффициент, учитывающий влияние кратковременной ползучести бетона и принимаемый равным 0,85; фь2 - коэффициент, учитывающий влияние длительной ползучести бетона и принимаемый равным 2. Начальный модуль сдвига бетона определяется по формуле:

р(Т)

-(2.17)

Ь(,) 2(1+ уь)' ^

где уь - коэффициент Пуассона бетона.

Поскольку для всех классов бетона коэффициент Пуассона принимается равным уь = 0,2 формула (2.17) приобретает вид:

(2.18)

При длительном действии нагрузок коэффициент Пуассона при-

нимается равным уь= 0,15.

2.3. Учет ползучести пород

Предложенная математическая модель позволяет учитывать вяз-коупругое деформирование массива на основе теории линейной наследственной ползучести с использованием метода переменных модулей, согласно которому деформационные характеристики пород представляются как функции времени /15/:

гт(<) ___. су 1П\

0 1 + ЗФ'" /[20 +V,,)]' '

<"=3-4<\ (2.22)

где Ф(1) - функция ползучести, определяемая соотношением

Ф(1)=—, (2.23)

1 - а

где 8,а - параметры ползучести, определяемые экспериментально; I - время, отсчитываемое от момента раскрытия забоя. При этом необходимо учитывать, что смещения, передаваемые на крепь в результате подвигания забоя, зависят не только от расстоя-

ния до рассматриваемого участка, но и от времени, за которое они развиваются. Поэтому формула для определения приращения корректирующего множителя с учетом подвигания забоя и ползучести пород имеет вид:

Да40 = 1 - 0,42ехр(-0,95^А) - [1 - 0,42ехр(-0,9510+(|~1)1з>] х

Г* (2.2

,, Е0(10+^3) 1+у0[10+а-1)13] 2 Е0[1о+а-1)13]

где 13Д3- длина и время одной заходки соответственно; 1о - время отставания возведения крепи от забоя.

2.3. Метод расчета однослойной монолитной бетонной крепи вертикального ствола в гравитационном и тектоническом поле начальных напряжений

При разработке метода расчета однослойной монолитной бетонной крепи ствола в гравитационном и тектоническом поле начальных напряжений учитывается подвигание забоя и изменение деформационных характеристик бетона на ранней стадии его твердения.

Используя метод коэффициентов передачи напряжений /15/, расчетную схему (рис. 2.1а), а также учитывая временные процессы, происходящие в крепи и окружающих породах, рассмотрим случай, когда внешние нагрузки и воздействия на крепь ствола в каждый рассматри-

ваемый момент времени заданы неравномерными эквивалентными на-

(2.25)

(2.26)

(2.27)

(2.28) (2.29)

где Р^, Р^, Р2^ - нормальные эквивалентные напряжения на контакте

крепи с массивом пород, МПа; q(eJq), - касательные эквивалентные напряжения на контакте крепи с массивом пород, МПа;

а*0> - коэффициент влияния подвигания забоя от рассматриваемого сечения ствола, соответствующий j-ой заходке; к^0- коэффициент вида напряженного состояния массива в рассматриваемый момент времени; X - коэффициент неравномерности; у - объемный вес пород, МН/м3; Н- глубина ствола, м.

пряжениями:

Ре?=Ро(*+РЙсо82е;

= а*и)уН

Заключение диссертации по теме «Строительство шахт и подземных сооружений», Костенко, Юрий Анатольевич

Основные результаты работы и выводы заключаются в следующем:

1. Разработана математическая модель и метод расчета однослойной монолитной бетонной крепи ствола в гравитационном и тектоническом поле начальных напряжений с учетом совместного влияния подвигания забоя и изменения деформационных характеристик бетона крепи на ранней стадии его твердения.

2. Разработана математическая модель напряженно деформированного состояния и метод расчета двухслойной монолитной бетонной крепи ствола в тектоническом поле начальных напряжений с разновременным возведением слоев с учетом подвигания забоя и изменения деформационных характеристик бетона крепи на ранней стадии его твердения, при значительном удалении рассматриваемого участка крепи от забоя.

3. Установлено влияние твердения бетона в раннем возрасте на напряженное состояние и несущую способность крепи в зависимости от отношения главных начальных напряжений в массиве, толщины крепи и модуля деформации пород.

4. Установлено, что в неравнокомпонентном поле начальных напряжений растягивающие напряжения в слоях крепи в процессе твердения бетона меняют знак (переходят в сжимающие напряжения).

5. Проблема обеспечения надежности монолитной бетонной крепи в тектоническом поле начальных напряжений может быть решена применением двухслойной крепи.

Анализ работы монолитной бетонной крепи в гравитационном и тектоническом поле начальных напряжений позволил установить, что при расчете нормальных тангенциальных напряжений необходимо учитывать совместное влияние подвигания забоя ствола, деформационных характеристик пород и изменения деформационных характеристик бетона на ранней стадии его твердения, что обеспечивает расширение области применения монолитной бетонной крепи в сложных горно-геологических условиях, повышение ее несущей способности и позволяет более рационально использовать материал крепи.

Разработанные математические модели имеют существенное значение для развития научной теории расчета крепи и решения важной практической задачи повышения несущей способности монолитной бетонной крепи вертикальных стволов, сооружаемых в сложных горно-геологических условиях.

Результаты диссертационных исследований приняты к внедрению АО "Тулауголь".

Основное содержание диссертации опубликовано в следующих работах:

1. Копылов С.И., Костенко Ю.А. Расчет крепи стволов в тектоническом поле начальных напряжений при различных видах контактов между крепью и породой//Механика подземных сооружений.-Тула, 1998,- С.54-57.

2. Костенко Ю.А., Копылов С.И., Козьменко В.И. Обоснование метода расчета и технологии возведения двухслойной крепи ствола в тектоническом поле начальных напряжений/ЛГроблемы разработки месторождений полезных ископаемых Центрального региона РФ/Тез. докл. 1-я региональная конф. - Тула, 1998. - С. 76-77.

3. Костенко Ю.А., Копылов С.И., Козьменко В.И. Расчет двухслойной крепи ствола в тектоническом поле начальных напряжений//Проблемы разработки месторождений полезных ископаемых Центрального региона РФ/Тез. докл. 1-я региональная конф. - Тула, 1998. - 44-45.

4. Савин И.И., Костенко Ю.А. Обоснование параметров двухслойной крепи стволов на основе обработки результатов натурных измерений/Механика подземных сооружений. - Тула, 1998. - С.39-45.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

Представленная диссертационная работа является научной квалификационной работой, в которой содержится новое решение задачи разработки математической модели и метода расчета монолитной бетонной крепи ствола в гравитационном и тектоническом поле начальных напряжений с учетом подвигания забоя ствола и изменения деформационных характеристик бетона в раннем возрасте, что имеет существенное значение для шахтного строительства.

Список литературы диссертационного исследования кандидат технических наук Костенко, Юрий Анатольевич, 1998 год

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Амусин Б.З., Линьков Л.М. Об использовании метода переменных модулей для решения одного класса задач линейной наследственной ползучести//Известия АН СССР. Механика твердого тела.-1974.-N 6.-С. 162-166.

2. Баклашов И.В., Борисов В.Н. Конструкция и расчет обделок крепей. - М.: МГИ, 1977. - 92 с.

3. Баклашов И.В., Картозия Б.А. Оценка устойчивости горных зыработок. //Шахтное строительство, 1978. - N 2.- С. 13-16.

4. Баклашов И.В., Картозия Б.А. Механика подземных сооружений и конструкции крепей.-2-е изд.- М.: Недра, 1992.- 543 с.

5. Баклашов И.В., Тимофеев О.В. Конструкции и расчет крепей и эбделок. - М.: Недра, 1979. - 269 с.

6. Безухов Н.И. Основы теории упругости, пластичности и толзучести.-М.: Высшая школа, 1961.- 420 с.

7. Белаенко Ф.А. Напряжения вокруг круглого ствола шахты фи упруго-пластических породах//Известия АН CCCP.-1950.-N 6,- С. 52-157.

8. Белаенко Ф.А. Расчет крепи стволов шахты на больших глубинах в условиях Донецкого бассейна//Разработка угольных место-юждений на больших глубинах.-М.: Углетехиздат, 1955,- С. 118-

9. Белов В.И. Давление горных пород на стенки вертикальных шахт//Тр. ин-та/ДИИ.1940. Вып. 7. С. 15-18.

10. Березанцев В.Г. Осесимметричная задача теории предельного равновесия сыпучей среды.-М.: Госиздат, 1952. - 38 с.

11. Бессолов В.А., Безродный К.П. Строительство тоннелей Байкало-Амурской железнодорожной магистрали//Подземное и шахтное строительство.-1991.-N 3.- С. 17-20.

12. Бондаренко В.М., Суворкин Д.Г. Железобетонные и каменные конструкции. -М.: Высшая школа, 1987. - 384 с.

13. Борисов A.A. Механика горных пород и массивов. - М.: Недра, 1980. - 360 с.

14. Бродский М.П. Новая теория давления пород на подземную крепь.-М.: Горногеол. изд., 1933.- 98 с.

15. Булычев Н.С. Механика подземных сооружений.-М.: Недра, 1994.-382 с.

16. Булычев Н.С. Механика подземных сооружений в примерах и задачах.-М.: Недра, 1989.-270 с.

17. Булычев Н.С. О новых методах расчета крепи капитальных горных выработок/ЯПахтное строительство.-1985.-N2.-С. 7-8.

18. Булычев Н.С., Абрамсон Л.И. Крепь вертикальных стволов шахт.-М.: Недра, 1978.-301 с.

19. Булычев Н.С., Оловянный А.Г. Расчет двухслойной крепи выработок круглого сечения при неравномерной нагрузке//Исследов. проявлений горн, давления на глуб. горизонтах шахт.-М.,1971. С. 132138.

20. Булычев Н.С., Амусин Б.З., Оловянный А.Г. Расчет крепи капитальных горных выработок.-М.: Недра, 1974.-320 с.

21. Булычев Н.С., Фотиева H.H., Стрельцов Е.В. Проектирование и расчет крепи капитальных выработок.-М.: Недра, 1986.-288 с.

22. Вагин П.И., Пиньковский Г.С. Крепление стволов шахт с передвижных опалубок. - М.: Госгортехиздат, 1962. -302 с.

23. Гелескул М.Н., Каретников В.Н. Справочник по креплению капитальных и подготовительных горных выработок. - М.: Недра, 1982.-480 с.

24. Гнеденко Б.В. Курс теории вероятности. -М.: Высшая школа, 1972.- 408 с.

25. Давыдов С.С. Расчет и проектирование подземных кон-струкций.-М.: Стройиздат, 1950. - 376 с.

26. Даниель Д. Толщина шахтных тюбингов//Горный журнал.-1929.-N П.-С. 37-45.

27. Динник А.Н. Давление горных пород и расчет крепи вертикальной шахты //Инженерный работник. - 1966. - N 1. - С. 23-27.

28. Динник А.Н. Статьи по горному делу.-М.: Углетехиздат,

1957. - 120 с.

29. Ержанов Ж.С. Теория ползучести горных пород и ее прило-жения.-Алма-Ата: Наука, 1964.-173 с.

30. Ерофеев Л.М., Мирошникова JI.A. Повышение надежности крепи горных выработок. - М.: Недра, 1988. - 245 с.

31. Заславский Ю.З. Крепление вертикальных стволов шахт монолитным бетоном.-Киев: Гостехиздат, 1973.-152 с.

32. Заславский Ю.З., Мостков В.М. Крепление подземных сооружений. - М.: Недра, 1979. - 325 с.

33. Заславский Ю.З, Исследование проявлений горного давления в капитальных выработках шахт Донецкого бассейна. - М.: Недра, 1966. - 180 с.

34. Каретников В.Н., Клейменов В.Б., Нуждихин А.Г. Крепление капитальных и подготовительных горных выработок/Справочник. - 35. Катцан Г. Язык Фортран 77. Пер. с англ. - М.: Мир, 1982.-208 с.

36. Кацауров И.Н. Механика горных пород. - М.: Недра, 1981. -

161 с.

37. Козел A.M., Борисовец В.А., Репко A.A. Горное давление и способы поддержания вертикальных стволов.-М.: Недра, 1976. -293 с.

38. Козел A.M. Выбор и проектирование крепи вертикальных шахтных стволов//Шахтное строительство.-1988.-N 1.-С. 16-19.

39. Козел A.M. Нагруженность и расчет крепи вертикального

ствола в обводненных породах/ЛПахтное строительство.-1990.-N 1.-С. 16-19.

40. Козел A.M. Перспективы применения бетонной крепи в глубоких стволах шахт//Подземное и шахтное строительство.-1991.- N 6.-С. 11-14.

41. Козел A.M., Дробышев В.Ф. Взаимодействие крепи вертикальных стволов в сложных условиях//Горная reo механика: Сб. научных трудов.-Л.: ВНИМИ, 1988.-С. 34-39.

42. Козел A.M., Хусид М.Б. К вопросу расчета крепи вертикальных шахтных стволов. В кн.: Труды ВНИМИ. Сб. 78.- Л.: ВНИМИ, 1970,-С. 332-352.

43. Косков И.Г. Новые материалы и конструкции крепи горных выработок. -М.: Недра, 1987. - 196 с.

44. Кошелев К.В,, Трумбачев В.Ф. Повышение устойчивости капитальных горных выработок на больших глубинах. - М.: Недра,

45. К расчету многослойной комбинированной крепи ство-лов//Тюрин K.M., Сычев A.C., Прагер В.А. и др./В кн.: Труды ВНИИОМШС. Вып. 16. - М.: Недра, 1965. С.39-48.

46. Крупенников Г.А., Булычев Н.С., Козел A.M. и др. Взаимодействие массивов горных пород с крепью вертикальных выработок. -

47. Лабасс А. Давление горных пород в угольных шах-тах//Вопросы теории горного давления.-М.: Госгортехиздат, 1961.-С.

59- 164.

48. Либерман Ю.М. Давление на крепь капитальных выработок.

- М.: Наука, 1969. - 119 с.

49. Либерман Ю.М., Калачева Т.А. Аппроксимация экспериментальных кривых деформирования во времени горных пород и материалов с затухающей ползучестью//Физико-тех. пробл. разработки по-лезн. ископ,- 1980.- N 1.- С. 3-9.

50. Макаров О.Н., Меркин В.Е., Власов С.Н. Строительство транспортных тоннелей//Подземное и шахтное строительство.-1991.

- N 11.-С. 2-6.

51. Максимов А.П. Горное давление и крепь выработок. - М.: Наука, 1973. - 288 с.

52. Максимов А.П. О величине горного давления на крепь шахтного ствола и о толщине крепи//Шахтное строительство.-1958,-N7.-C. 16-18.

53. Миндели Э.О., Тюркян P.A., Бровман Я.В. и др. Техника и технология проходки вертикальных стволов шахт. -М.: Недра, 1970. -312с.

54. Марков Г.А. Тектонические напряжения и горное давление в рудниках Хибинского массива.-Л.: Наука, 1977.-189 с.

55. Мусхелишвили Н.И. Некоторые основные задачи математической теории упругости.-М.: Наука, 1966.-708 с.

56. Насонов И.Д., Федюкин В.А., Шуплик М.Н. Технология строительства подземных сооружений/Учебник для вузов в 3-х частях.-М.: Недра, 1983.

57. Насонов И.Д., Шуплик М.Н. Закономерности формирования ледопородных ограждений при сооружении стволов шахт.-М.: Недра, 1976.-209 с.

58. Онищенко Ю.А. О горном давлении, проектирования высоты звена временной и постоянной крепи вертикальных стволов шахт в горно-геологических условиях Донбасса: Дис. канд. тех. наук.-Донецк, 1958.-123 с.

59. Покровский Н.М. Технология строительства подземных сооружений и шахт. - М.: Недра, 1977. - 400 с.

60. Покровский Н.М. О толщине крепи стволов вертикальных шахт//Уголь.-1947.-N 5.-С. 12-13.

61. Протодьяконов М.М. Давление горных пород и рудничное крепление//Давление горных пород/ГОНТИ.-М., 1931.-Гл. 1.-С. 117140.

62. Протосеня А.Г., Козел A.M., Борисовец В.А. Расчет нагрузок на крепь глубоких стволов, сооружаемых в сложных горногеологических условиях//Шахтное строительство.- 1984.-N 6,-С.13-15.

63. Расчет многослойной крепи (обделок) с использованием про-

граммы РК2//Методические указанияю/ТулПИ.-Тула, 1991.-16 с.

64. Рекомендации по проектированию и строительству тоннелей с применением арочно-бетонной крепи, учитываемой в составе постоянной обделки/ Всес. научно-иссл. ин-т транспорт, стр-ва.- М: 1992.-51с.

65. Родин И.В. К вопросу о решении задач гравитационного давления горных массивов на крепи подземных выработок//ДАН СССР. 1951. Т.28. N3. С. 121-132.

66. Родин И. В. Снимаемая нагрузка и горное давле-ние//Исследования горного давления.-М.: Госгортехиздат, 1960.-С. 343374.

67. Руководство по проектированию подземных горных выработок и расчету крепи / ВНИМИ, ВНИИОМШС Минуглепрома СССР. - М.:Стройиздат, 1983. - 272 с.

68. Руппенейт К.В. Некоторые вопросы механики горных по-род.-М.: Углетехиздат, 1960. - 260 с.

69. Руппенейт К.В., Либерман Ю.М. Введение в механику горных пород.-М.: Госгортехиздат, 1960. - 200 с.

70. Руппенейт К.В., Либерман Ю.М., Литвиненко В.В., Песляк Ю.М. Рачет крепи шахтных стволов. - М.: АН СССР, 1962. - 120 с.

71. Савин Г.Н. Концентрация напряжений около отверстий. -М.-Л: ГИТЛ, 1951. - 110 с.

72. Самойловский М.Б. Крепление вертикальных стволов шахт. М.: Госгортехиздат, 1962. - 252 с.

73. Саркисов Г.М. Расчеты обсадных труб и колонн. -М.:Госгортехиздат, 1961. - 244 с.

74. Сахновский К.В. Железобетонные конструкции. - М.: Гос-стройиздат, 1959. - 839 с.

75. СНиП 2.01.07-85. Нагрузки и воздействия. -М.: Стройиздат,

1987.

76. СНиП 2.03.04-84. Бетонные и железобетонные конструкции. -М.: Стройиздат, 1985.

77. Справочник по специальным функциям/Под ред. Абрамовича М., Стиган И. Пер. с англ. - М.: Наука, 1979. - 832 с.

78. Строганов A.C. Горное давление и крепь вертикальных стволов.-М.: Горгостехиздат, 1963. - 194 с.

79. Строительство горных выработок в сложных горногеологических условиях: Справочник/Б.А. Картозия, В.А. Пшеничный, И.Г. Косков и др.; под ред. Б.А. Картозия.-М.: Недра, 1992.-320 с.

80. Строительство стволов шахт и рудников: Справочник/Под ред. О.С.Докукина и Н.С.Болотских.-М.: Недра, 1991.-516 с.

81. Строительство подземных сооружений: Справочное посо-бие/М.Н. Шуплик, Я.М. Мехидзе, И.О. Королев и др.; Под ред.

\/Г И ТТТ\/тттттдхг'Я _\/Г • Натттло ШОП -IQ/1 п

Л. V Д. • JL. Л- • IJ.JJL1XJ.VW. 14.. 1. i У У V . w» У ^ V/,

82. Терцаги К. Теория механики грунтов.-М.: Госстройиздат, 1961.-306 с.

83. Улицкий И.И. и др. Расчет железобетонных конструкций с учетом длительных процессов.-М.: Госстройиздат, i960.- 180 с.

84. Феннер Р. Исследование горного давления//Вопросы теории горного давления.-М.: Госгортехиздат, 1961.-С.26-53.

85. Фотиева H.H. Расчет обделок тоннелей некругового поперечного сечения.-М.: Стройиздат, 1974.-240 с.

86. Фотиева H.H. Расчет крепи подземных сооружений в сейсмически активных районах.-М.: Недра, 1980.-222 с.

87. Фотиева H.H., Козлов А.Н. Расчет крепи параллельных выработок в сейсмических районах. -М.: Недра, 1992. -240 с.

88. Цимбаревич П.М. О величине горного давления в вертикальной выработке//Горный журнал,-1933.-N9.-С. 27-35.

89. Chudek М. Obudowa kombinovana wyrobisk pionowysh//Przeghad Gornjczy.-1961.-T. 17.-Nr. 12.-P. 23-27.

90. Denoel L. Les Cuvelages. Ed. Dunon, Parjs, 1935.

91. Domke O. Uber dje Beanspruchungen der Frostvauer bejm Schachtabteufen nacy dem Gefrjerverfahren//Gluckauf.-1915.-Nr 47.

92. Farber F. Die Bedeutung des Eisebetons für den Schachtausbau//Glukauf.-1909.-Bd. 45.-Nr. 11.-S. 366-369.

93. Link H. Uber die Verbund Wirkung in

Schachtauskleidungen//Gluckauf.-1954.-Bd. 90.-Nr. 23/24.-S. 581-590.

94. Link H. Uber die Bemessung des Schachtausbaus und seine Beanspruchung durch Abbauwirkungen bei Verwendung von Stahltubbingen//Bergbau - Archiv.-1955.-Bd. 16.-Nr. l.-S. 1-23.

95. Mohr F. Determining sinkling method and shaft support from exploratory boreholes//Mine and Quarry Engineering.-1962.-Vol. 28.-Nr.6.-P. 258-265.

96. Wansleben F. Zur Berechnung des Schachtausbaus//Gluckauf.-1953.-Bd. 89.-Nr. 49/50.-S. 1229/32.