Обоснование мер защиты наземного комплекса подземных хранилищ газа от подработки тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 05.15.04, кандидат технических наук Розанов, Андрей Борисович

• Розанов, Андрей Борисович
• кандидат технических наук
• 1999

Оглавление диссертации кандидат технических наук Розанов, Андрей Борисович

СОДЕРЖАНИЕ

стр.

ВВЕДЕНИЕ

1. СОСТОЯНИЕ ВОПРОСА И ПОСТАНОВКА ЗАДАЧ ИССЛЕДОВАНИЙ

1.1. Анализ существующих исследований и нормативных документов

по сдвижению земной поверхности при подработке

1.2. Анализ существующих исследований и нормативных документов

по защите зданий и сооружений от подработки

1.3. Анализ существующих исследований по сдвижению земной поверхности и защите наземного комплекса ПХГ от подработки

1.4. Постановка задач исследований

2. МОДЕЛИРОВАНИЕ ГЕОМЕХАНИЧЕСКИХ ПРОЦЕССОВ ПРИ СТРОИТЕЛЬСТВЕ И ЭКСПЛУАТАЦИИ ПХГ

2.1. Постановка задач при моделировании геомеханических процессов

во вмещающем ПХГ соляном массиве

2.2. Моделирование и анализ геомеханических процессов деформирования подрабатываемого массива

2.3. Моделирование и анализ геомеханических процессов деформирования междукамерных целиков

2.4. Расчет параметров сдвижения земной поверхности

3. ОБОСНОВАНИЕ МЕР ЗАЩИТЫ НАЗЕМНОГО КОМПЛЕКСА ПХГ ОТ ПОДРАБОТКИ

3.1. Выбор объектов и мер защиты наземного комплекса ПХГ

3.2. Планировочные меры защиты

3.3. Строительные меры защиты

3.4. Горные меры защиты

4. РЕКОМЕНДАЦИИ ПО РАСЧЕТУ ПАРАМЕТРОВ СДВИЖЕНИЯ ЗЕМНОЙ ПОВЕРХНОСТИ И МЕРАМ ЗАЩИТЫ НАЗЕМНОГО

КОМПЛЕКСА ПХГ ОТ ПОДРАБОТКИ

4.1. Рекомендации по расчету параметров сдвижения земной поверхности

4.2. Расчет параметров сдвижения земной поверхности для строящихся

и проектируемых ПХГ

4.3. Рекомендации по проектированию мер защиты наземного комплекса ПХГ от подработки

4.4. Определение мер защиты наземных комплексов строящихся и

проектируемых ПХГ

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННЫХ ИСТОЧНИКОВ

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Обоснование мер защиты наземного комплекса подземных хранилищ газа от подработки»

ВВЕДЕНИЕ

Актуальность работы. Анализ мировой практики строительства и эксплуатации подземных хранилищ газа (ПХГ) в отложениях каменной соли свидетельствует об их очевидных преимуществах по сравнению с ПХГ в пористых структурах, поскольку они более надежно покрывают пиковые нагрузки в газопотреблении, содержат гораздо меньший объем буферного газа, требуют для размещения наземного комплекса небольшие земельные отводы и обеспечивают возможность постепенного увеличения числа подземных резервуаров по мере роста газопотребления.

Территория России обладает огромным потенциалом в части возможностей строительства ПХГ в отложениях каменной соли. Разработанная в РАО «Газпром» концепция развития пиковых ПХГ в солях на период 1997 - 2015 гг. предполагает строительство 10 пиковых ПХГ с общим геометрическим объемом 40950 тыс. м3 на глубинах от 300 до 1500 м. Среди них следует отметить строящееся Волгоградское ПХГ с геометрическим объемом 4350 тыс. м и глубиной залегания кровли соляных пластов 1150 м и проектируемое Березниковское ПХГ с показателями соответственно 6300 тыс. м3 и 411- 444 м. Пиковые ПХГ проектируются, как правило, в промышленно развитых регионах для покрытия дефицита их газопотребления.

Учитывая большие геометрические объемы создаваемых подземных выработок и наличие на поверхности наземного комплекса ПХГ с чувствительными к деформациям земной поверхности зданиями, сооружениями и технологическим оборудованием, а также возможную близость застроенных промышленных территорий, следует производить расчет ожидаемых деформаций земной поверхности и проектировать меры защиты наземного комплекса ПХГ от подработки. Существующие в горной промы тленности соответствующие нормативные рекомендации могут быть полезны, но не могут быть прямо использованы для проектирования наземного комплекса ПХГ. Практика строительства и эксплуатации ПХГ в отложениях каменной соли

не располагает на сегодняшний день достаточным объемом инструментальных замеров, опытом прогнозирования деформаций земной поверхности и, тем более, отраслевыми нормативными документами по защите наземного комплекса ПХГ от подработки. Научно-исследовательские работы по этой проблеме практически не проводились, а исследования диссертационного характера вообще отсутствуют. Таким образом, сформулированная научная задача и соответствующая ей тема диссертационных исследований являются актуальными.

Цель работы заключается в научном обосновании и разработке на уровне рекомендаций мер защиты зданий, сооружений и технологического оборудования наземного комплекса ПХГ от подработки.

Идея работы состоит в том, что планировочные и горные меры по сравнению с традиционными строительными мерами являются наиболее эффективными при защите наземного комплекса ПХГ от подработки.

Основные научные положения, разработанные лично соискателем, и новизна:

1. Макродеформации земной поверхности при сооружении ПХГ в отложениях каменной соли, т.е. параметры сдвижения земной поверхности, определяются деформациями кровли подземного комплекса хранилища в целом, а микродеформации земной поверхности, составляющие не более 10% от величины макродеформаций; определяются деформациями кровли отдельных резервуаров.

2. Треугольная сетка расположения резервуаров в плане ПХГ обеспечивает большую жесткость междукамерных целиков по сравнению с квадратной сеткой, что, в свою очередь, обеспечивает снижение деформаций кровли подземного комплекса хранилища в целом до 10% при регл аментированных размерах между ка мерн ых целиков.

3. Массивные фундаменты под компрессорные агрегаты наземного комплекса ПХГ воспринимают деформации земной поверхности в соотно-

шениях, близких к соотношениям модулей деформаций грунтового массива и материала фундаментов и уменьшающихся с увеличением относительной высоты фундаментов.

4. Среди горных мер защиты наземного комплекса ПХГ от подработки наиболее эффективной и предпочтительной является увеличение расстояния между технологическими скважинами или размеров между камерных целиков, так как это не приводит к уменьшению суммарного геометрического объема подземных резервуаров, усложнению технологии их сооружения и эксплуатации.

Обоснованность и достоверность научных положений, выводов и рекомендаций, содержащихся в работе, подтверждаются:

- применением апробированных методов геомеханики для анализа деформированного состояния породного массива и фундаментов;

- сопоставлением результатов исследований деформирования земной поверхности над ПХГ с результатами аналогичных исследований в горной промышленности;

- удовлетворительной согласованностью расчетных и экспериментально наблюдаемых деформаций земной поверхности над подземным хранилищем нефтепродуктов комбината «Неман».

Научное значение диссертации состоит в определении геомеханических закономерностей объемного деформирования породных массивов, вмещающих подземные хранилища газа.

Практическое значение диссертации заключается в разработке методики расчета деформаций земной поверхности и проектирования соответствующих мер защиты наземного комплекса подземных хранилищ газа от подработки.

Реализация выводов и рекомендаций работы. Выводы и рекомендации работы реализованы при разработке нормативного документа СП 34-

106-98 «Подземные хранилища газа, нефти и продуктов их переработки» и проектной документации Волгоградского и Березниковского ПХГ.

Апробация работы. Основные положения работы докладывались и обсуждались на заседаниях ученого совета ООО «Подземгазпром» (1998 и 1999 гг.), семинарах кафедры «Строительство подземных сооружений и шахт» МГТУ (1998 и 1999 гг.), заседании Круглого стола «Неделя горняка» в МГГУ (1998 и 1999 гг.)

Публикации. По теме диссертации опубликовано три печатных работы.

Объем работы. Диссертация состоит из введения, 4 глав и заключения, содержит список литературы из 55 наименований, 23 рисунка и 17 таблиц.

1. СОСТОЯНИЕ ВОПРОСА И ПОСТАНОВКА ЗАДАЧ ИССЛЕДОВАНИЙ.

1.1. Анализ существующих исследований и нормативных документов по сдвижению земной поверхности при подработке.

Совершенствование проектных решений и технологии строительства шахт и подземных сооружений неразрывно связано с развитием научных исследований по двум основным задачам геомеханики: устойчивость горных выработок и сдвижение земной поверхности при подработке.

Результаты исследований по первой задаче определяют конструктивные и технологические решения по комплексу подземных горных выработок и сооружений, а результаты исследований по второй задаче - решения по комплексу зданий и сооружений на поверхности. В настоящей работе рассматривается вторая из указанных задач геомеханики и ее приложение к проектированию наземного комплекса ПХГ.

Планомерные исследования по изучению сдвижения земной поверхности и защите сооружений от вредного влияния подработки начались еще в середине прошлого века. Прежде чем перейти к их анализу, необходимо привести уже установившиеся к настоящему времени определения основных параметров сдвижения горных пород.

Образование выработанного подземного пространства, в том числе ПХГ в пласте каменной соли, как это показано на рис. 1.1, приводит к сдвижению перекрывающего породного массива и формированию на земной поверхности мульды сдвижения (1), определяющей зону влияния подземного комплекса ПХГ на наземный комплекс. Здесь и в дальнейшем подземный комплекс ПХГ" рассматривается как горизонтально расположенное пласто-образное выработанное пространство в виде периодически чередующихся подземных выработок (резервуаров) и междукамерных целиков. При формировании мульды земная поверхность претерпевает сдвижения и

Рис. 1.1. Деформирование и параметры сдвижения земной поверхности при подработке: 1- мульда сдвижения; 2- междукамерные целики; 3- горные выработки.

деформации в виде вертикальных сдвижений (оседаний), горизонтальных сдвижений, наклонов, кривизны и горизонтальных деформаций.

Вертикальные сдвижения (оседания) Т]- вертикальные составляющие векторов сдвижения точек земной поверхности; горизонтальные сдвижения С- горизонтальные составляющие векторов сдвижения; наклоны 1 - отношение разности оседаний двух соседних точек мульды к расстоянию между ними; кривизна к - отношение разности наклонов двух соседних интервалов мульды к полусумме длин этих интервштов; горизонтальные деформации £ -отношение разности горизонтальных сдвижений двух соседних точек к первоначальному расстоянию между ними.

Сдвижения и деформации изменяются в пределах мульды сдвижения. Так например, оседания достигают максимального значения в центральной части мульды сдвижения. Если максимальные оседания продолжают увеличиваться с увеличением размера Д подземного комплекса ПХГ, наблюдается неполная подработка земной поверхности, которой соответствует максимальное оседание неполной подработки , а если максимальное оседание

не увеличивается - наблюдается полная подработка земной поверхности с образованием плоского дна в центральной части мульды сдвижения размером А4, где имеет место максимальное оседание полной подработки Т|0,

как это показано на рис. 1.1. Условия неполной и полной подработки определяются коэффициентами подработанности земной поверхности П вдоль и поперек подземного комплекса ПХГ в плане, которые можно представить как отношение соответствующего фактического размера подземного комплекса ПХГ в плане Д к минимальному размеру, при котором наступает полная подработка земной поверхности. Указанные построения выполняются для главных сечений мульды сдвижения. Для принятой расчетной схемы подземного комплекса ПХГ в виде горизонтально расположенного пласто-образного выработанного пространства главными сечениями мульды явля-

ются вертикальные сечения мульды вдоль и поперек ПХГ в плане, проходящие через точки с максимальными оседаниями земной поверхности (на рис. 1.1 показано одно из главных сечений).

В горизонтальной плоскости размер мульды сдвижения А1 зависит от

положения ее границ или границ зоны влияния ПХГ на земную поверхность, которые определяются граничными углами или граничными значениями деформаций земной поверхности. Граничные углы б0 - внешние относительно

подземного комплекса ПХГ углы, образованные на вертикальных разрезах по главным сечениям мульды сдвижения горизонтальными линиями и линиями, соединяющими границу почвы подземного комплекса хранилища с границей зоны влияния ПХГ.

В пределах указанной зоны влияния А ^ выделяют зону опасного влияния в отношении сооружений на земной поверхности А2, границы которой

определяются по углам сдвижения или критическим значениям деформаций поверхности. Углы сдвижения 8 - внешние относительно подземного комплекса ПХГ утлы, образованные на вертикальных разрезах по главным сечениям мульды сдвижения при полной подработке горизонтальными линиями и линиями, соединяющими границы почвы подземного комплекса хранилища с границами зоны опасного влияния на земной поверхности.

В пределах зоны опасного влияния А2 на земной поверхности может

образовываться зона трещин А3, границы которой определяются по углам

разрывов. Углы разрывов б" - внешние относительно подземного комплекса ПХГ углы, образованные на вертикальных разрезах по главным сечениям мульды сдвижения горизонтальными линиями и линиями, соединяющими границы почвы подземного комплекса хранилища с ближайшими к границам мульды трещинами на земной поверхности.

В условиях полной подработки земной поверхности в центральной части мульды, как отмечалось выше, образуется плоское дно А4, границы ко-

торого определяются по углам полных сдвижений. Углы полных сдвижений \|/ - внутренние относительно выработанного пространства углы, образованные на вертикальных разрезах по главным сечениям мульды сдвижения плоскостью почвы подземного комплекса ПХГ и линиями, соединяющими границы почвы подземного комплекса хранилища с границами плоского дна мульды сдвижения.

Наиболее опасные деформации земной поверхности развиваются в краевой части мульды или в полумульде, длина которой Ь определяется как расстояние на вертикальных разрезах по главным сечениям мульды сдвижения между ее границей и точкой пересечения с земной поверхностью линии, проведенной под углом полных сдвижений \|/ (границей плоского дна мульды) при полной подработке, или точкой с максимальным оседанием при неполной подработке земной поверхности.

Развитие горных работ в пространстве и во времени, а также реологические свойства горных пород определяют неравномерность во времени процесса сдвижения, который характеризуется общей продолжительностью, когда земная поверхность под влиянием горных работ находится в состоянии сдвижения, и периодом опасных деформаций, в течение которого сдвижение земной поверхности оказывает опасное влияние на сооружения наземного комплекса ПХГ.

Исследования по изучению сдвижения земной поверхности в горнодобывающей промышленности представлены достаточно широко с выходом на нормативные документы по расчету параметров сдвижения и проектированию мер охраны (защиты) зданий и сооружений на поверхности. Сформулированные выше определения заимствованы из этих документов.

Первые планомерные исследования по этой проблеме, которые начались в середине прошлого века в густонаселенных районах Европы, были связаны с инструментальными наблюдениями за сдвижением земной поверхности и оценкой возникающего при этом ущерба транспортным и дру-

гим сооружениям на поверхности [1]. По мере накопления результатов инструментальных наблюдений и сопоставлением их с размерами выработанного пространства появились первые методы расчета параметров сдвижения.

Такие исследования проводились, в первую очередь, в угольной промышленности, для которой выработанные пространства в плане охватывают значительные площади, а выемка угля осуществляется сплошным забоем с обрушением кровли пластов. Были установлены [2, 3, 4, 5] характерные зоны сдвижения, образующиеся в подработанном массиве: зона обрушения непосредственно над выработанным пространством; вышележащая зона трещи-нообразования с разрывом сплошности массива; вышележащая зона плавных сдвижений без разрывов сплошности массива, которая ограничена сверху деформированной земной поверхностью. Установлено также, что при расчете параметров сдвижения может быть использована линейная аппроксимация границ характерных зон сдвижения, а размеры этих зон могут быть определены из геометрических соображений с использованием углов сдвижения, зависящих от механических свойств подработанного массива. Экспериментальные исследования, выполненные при разработке сланцевых и соляных пластов, обнаружили аналогичную качественную картину сдвижения земной поверхности [6, 7].

Процесс сдвижения подработанного массива на рудных месторождениях является менее изученным. Объясняется это, с одной стороны, сложностью горно-геологических условий и их индивидуальными особенностями для каждого месторождения, что затрудняет обобщение результатов наблюдений, а с друтой стороны, относительной отдаленностью горнорудных районов от густонаселенных промышленных территорий, где вопросы охраны сооружений на поверхности наиболее актуальны. Так например, начало планомерных исследований по изучению сдвижений на рудных месторождениях России относится к 1929-1930 г.г. Установлено, что в условиях разработки рудных тел при расчете параметров сдвижения более предпочтительной яв-

ляется нелинейная аппроксимация границ характерных зон сдвижения в виде кривых второго порядка (эллипс, парабола), а соответствующие расчетные зависимости могут быть построены, исходя из положений теории движения сыпучих сред и с учетом данных лабораторных экспериментов на моделях [8, 9, 10]. Тем не менее, анализ этих исследований показывает, что общая качественная картина сдвижения подработанного массива и земной поверхности, детально изученная для пластовых месторождений, справедлива и для рудных месторождений, в большей степени при разработке мощных рудных тел и в меньшей степени при разработке рудных месторождений жильного типа.

Анализ существующих методов расчета параметров сдвижения земной поверхности в горнодобывающей промышленности позволяет их классифицировать на эмпирические, полуэмпирические и теоретические. Такая классификация отечественных методов расчета приведена в монографии М.А. Иофиса и А.И. Шмелева [11], а зарубежных методов расчета в монографии Г. Кратча [1].

Если рассматривать развитие методов расчета в историческом аспекте, первыми были эмпирические методы, основанные на результатах инструментальных наблюдений за сдвижением земной поверхности, геометрических характеристиках выработанного пространства (площадь выемочного участка, вынимаемая мощность пласта полезного ископаемого, угол падения пласта, глубина разработки) и характеристиках механических свойств перекрывающих горных пород. Эти методы позволяют определить максимальные сдвижения и деформации земной поверхности в главных сечениях мульды сдвижения, например, над горизонтально залегающим выработанным пространством, следующим образом:

максимальное вертикальное сдвижение (оседание):

Чтш=Ч*-л/и'л" , (1.1)

где III- высота выработанного пространства, равная мощности отрабатываемого пласта (фиктивной мощности с учетом коэффициента извлечения); - относительное максимальное оседание, равное отношению величины

максимального оседания Т|0 при полной подработке к величине т и принимаемое на основании натурных наблюдений; п' и п" - степень подработан ности земной поверхности соответственно в направлении максимального Дтах и минимального Дт{п размеров выработанного пространства

максимальный наклон:

С. ш

' шах ~ Ц ? (' -2)

где Н - глубина от поверхности земли до почвы выработанного пространства; С|- коэффициент, принимаемый на основании данных натурных наблюдений (при отсутствии последних для горизонтально залегающего выработанного пространства может быть принят равным 1.6); максимальная кривизна:

Ск ш

^шах = т 5 0-3)

Н2

где Ск - коэффициент, принимаемый на основании натурных наблюдений,

значения которого изменяются в интервале от 3 до 5 и увеличиваются с увеличением Н;

максимальное горизонтальное сдвижение:

^шах 'Лшах* 0-4)

где С^ - коэффициент, принимаемый на основании натурных наблюдений и

являющийся функцией глубины Н : (0.15-4-0.18) Н;

максимальная горизонтальная деформация:

С^-т

и

^тах ~ ТТ '

где С£- коэффициент, принимаемый на основании натурных наблюдений, значение которого для горизонтально залегающего выработанного пространства может быть принято равным 0.6.

Если определено максимальное оседание Цтах, в формулах (1.2), (1.3)

и (1.5) можно вместо величины Ш подставлять Т]тах, увеличив при этом коэффициенты С. ,Ск и С£. Формулы (1.2), (1.3) и (1.5) могут быть также видоизменены в результате подстановки длины полумульды Ь вместо глубины Н с соответствующей заменой коэффициентов С. ,Ск и Се.

Анализируя эмпирические методы расчета, следует отметить, что независимо от вида расчетных формул, они не дают распределения параметров сдвижения по различным точкам мульды, необходимого для планировки зданий и сооружений на поверхности, а также не позволяют оценить параметры сдвижения для малоизученных горно-геологических условий подработки и при отсутствии инструментальных замеров на земной поверхности.

Полуэмпирические методы основаны также на результатах инструментальных замеров сдвижений земной поверхности, геометрических характеристиках выработанного пространства и характеристиках механических свойств перекрывающих горных пород, но в отличие от эмпирических методов дают распределение параметров сдвижения по различным точкам мульды, что достигается с помощью некоторых функций координат точек мульды, аппроксимирующих инструментально наблюдаемое распределение оседаний в пределах мульды (метод типовых функций или типовых кривых, распространенный в России) или распределение степени влияния различных точек выработанного пространства на оседания земной поверхности (метод функций распределения или функций влияния, распространенный за рубежом).

Метод типовых функций, предложенный С.Г. Авершиным [2] и далее развитый С.II. Колбенковым [12], основан на представлении в главных сече-

ниях мульды распределения оседаний в виде безразмерной типовой функции и горизонтальных сдвижений в виде безразмерной типовой функции где Ъ - безразмерная координата точек краевой части мульды,

отсчитываемая от ее внутренней границы. Если типовые функции 8(Х) и известны, параметры сдвижения можно определить следующим образом:

оседания:

П(2) = Т|тах (1.6)

где *1тах" максимальное оседание на внутренней границе краевой части

мульды, равное в условиях полной подработки оседанию 1|0 в пределах

плоского дна мульды, на заданный срок от начала образования выработанного пространства; наклоны:

(1.7)

где 8'(Х) - первая производная типовой функции 8(2); Ь - длина полумульды или краевой части мульды, равная: в условиях полной подработки:

Ь = Н • + с!§\|/>, (1.8)

в условиях неполной подработки:

Ь=Н ^60+0.5 Д; (1.9)

кривизна:

(1.10)

л2

где 8"^) - вторая производная типовой функции 8^); горизонтальные сдвижения:

т-Чпых-т): (1-11)

горизонтальные деформации:

£(Z) = 1W-F'(Z), (1.12)

где F'(Z) - первая производная типовой функции F(Z).

Для упрощения расчетов типовые функции приводятся, как правило, в табличной форме при различных коэффициентах подработанности, что определяет их привязку к конкретным горно-геологическим условиям подработки. Если по результатам инструментальных наблюдений в различных точках краевой части мульды определены параметры сдвижения !|(Z), i(Z),

k(Z), £,(Z) и £(Z), а также известны максимальные оседания Т]шах и длина

полумульды L, можно с помощью формул (1.6) 4- (1.12) определить типовые функции S(Z) и F(Z) и их производные.

К рассматриваемым полуэмпирическим методам относится также ана-литико-экспериментальный метод, основы которого были заложены С.Г. Авершиным [2], в дальнейшем разработаны Е. Литвинишиным [13] и доведены до логического завершения P.A. Муллером [14] в виде расчетных выражений для параметров сдвижения. Метод базируется на гипотезе о зависимости между составляющими вектора сдвижения. В отличии от метода типовых кривых, для построения которых необходимо располагать инструментальными замерами по всей мульде сдвижения, в рассматри ваемом методе для определения математического ожидания параметров сдвижения достаточно иметь инструментальные замеры в пяти-шести характерных точках сечения мульды. Аналогичным образом построен аналитико-экспериментальный метод, разработанный М.А. Иофисом и В.И. Черняевым [15], преимущества которого заключаются в том, что в расчетах не используются граничные углы, определяемые с большой погрешностью по натурным наблюдениям, а в качестве инструментально определяемых параметров принимаются расстояния до характерных точек мульды, точность замеров которых достаточно высока.

Метод, основанный на применении функций распределения или функций влияния, впервые был сформулирован Кейнгорстом [16] для расчета оседаний земной поверхности. Метод был реализован в графической форме, как метод интеграционных сеток, облегчающих расчет оседаний поверхности. В основе графических построений лежит представлений об угле полных сдвижений \|/ и площади полной подработки, которая определяется этим углом, как площадь выработанного пространства в виде круга, ограниченного конической поверхностью с вершиной в заданной точке земной поверхности и образующими, составляющими с горизонтом угол \|/. Степень влияния элементарных площадок внутри этой круговой области на заданную точку земной поверхности, лежащую над центром круговой области, закономерно убывает с увеличением расстояния от центра и описывается функцией влияния, для которой многими авторами были предложены различные аналитические выражения [1]. Для практических расчетов на интеграционной сетке или палетке элементарные площадки объединяются в кольцевые зоны равного влияния на лежащую в центре палетки точку земной поверхности. Кольцевые зоны разбиваются на 40 секторов равного влияния, размеры которых увеличиваются с удалением от центральной точки согласно принятой функции влияния. Тогда оседание заданной точки поверхности можно определить, совмещая ее с центром палетки и подсчитывая суммарную площадь секторов равного влияния, попадающих в границы выработанного пространства. Обычно размечают 40 секторов, доля влияния каждого из которых составляет Ае= 0.025. Тогда их суммарная площадь дает общий коэффициент влияния и оседание в заданной точке будет равно:

П = Л0е <1ЛЗ>

Анализируя полуэмпирические методы в целом, следует отметить, что в отличие от эмпирических методов они позволяют оценить параметры сдвижения в любой точке мульды, но в основе своей построены на результатах натурных наблюдений за сдвижением земной поверхности, т.е. всегда при-

вязаны к конкретным горно-геологическим условиям подработки и не раскрывают общих геомеханических закономерностей деформирования подрабатываемого породного массива, которые могут быть полезными для прогнозирования сдвижения земной поверхности при отсутствии на вновь проектируемых объектах шахтного и подземного строительства, в том числе и ПХГ в пластах каменной соли.

Решение этой задачи может быть достигнуто с привлечением математических (аналитических и численных) методов геомеханики, составляющих третью группу методов рассматриваемой классификации [1]. Проанализируем некоторые из них.

Если подрабатываемый породный массив разбит трещинами на структурные блоки, не связанные между собой, или при подработке в нем возникают обширные области трещинообразования и нарушения сплошности, он может быть представлен как стохастическая среда, процессы сдвижения в которой могут быть исследованы статистическими методами. Результаты расчетов параметров сдвижения земной поверхности, выполненных с привлечением стохастической модели породного массива, представлены в работах [17, 18].

Модель сплошной упругой среды может использована для подрабатываемого породного массива, в котором преобладают области плавных сдвижений без разрывов сплошности массива, или как первое приближение при описании его деформирования. Такое представление подрабатываемого массива использовано в работах [19, 20] для построения элементарной мульды сдвижения при образовании выработанного пространства элементарного объема и последующего построения функции влияния для определения вертикальных и горизонтальных сдвижений земной поверхности. Следует отметить также работу В.А. Трофимова [21], в которой породный массив рассматривается как двухслойный: оседания земной поверхности отождествляются с перемещениями верхней границы основной кровли выработанного

пространства, моделируемой упругим слоем, воспринимающим нагрузку от вышележащего слоя.

Подрабатываемый породный массив, деформирование которого происходит без разрывов сплошности, может быть смоделирован неупругой, а точнее упруго-вязкопластической средой, хотя возникающие при построении замкнутых аналитических решений математические трудности могут быть непреодолимыми. Одно из таких решений для частного случая вязкопласти-ческой среды и конечной стадии процесса сдвижения земной поверхности приведено в работе [22].

Численные методы математического моделирования позволяют получать недоступные для аналитических методов решения для сложных случаев геометрии выработанного пространства и подрабатываемого массива с привлечением моделей однородной и неоднородной, упругой и неупругой сред. Из существующих численных методов в геомеханике наиболее широкое применение нашли методы конечных элементов (МКЭ) и граничных интегральных уравнений (ГИУ).

Рекомендации по использованию МКЭ для решения плоской задачи о сдвижении подработанного массива с учетом его слоистости, разномодуль-ности и неупругого вязкопластического деформирования можно найти в монографии Г. Кратча [1]. Решение более сложной задачи о деформировании и разрушении соляного массива вокруг камер выщелачивания приводится в работах Е.М. Шафаренко [23].

Численный метод ГИУ позволяет исследовать сложные с точки зрения геометрии пространственные задачи теории упругости. К достоинствам метода следует отнести сравнительно меньшую трудоемкость подготовки исходных данных для расчета, что делает его более предпочтительным для решения многовариантных задач. Недостатком метода ГИУ является невозможность использования при решении других моделей породного массива, кроме модели упругой однородной среды.

Анализ возможностей указанных численных методов показывает, что наилучшие результаты при решении задач о сдвижении подрабатываемого массива могут быть получены при использовании комбинации МКЭ и метода ГИУ.

Исследования по изучению сдвижения земной поверхности при подработке в горнодобывающей промышленности сопровождаются подготовкой нормативных документов, которые периодически дополняются и переиздаются по мере накопления результатов исследований в этой области. На сегодняшний день наиболее полный нормативный документ разработан в угольной промышленности [24], который в дальнейшем изложении именуется как «Правила...».

«Правила...» рекомендуют методику расчета сдвижений и деформаций земной поверхности, в основе которой лежит изложенный выше метод типовых функций или типовых кривых, а также основные понятия, термины и обозначения параметров сдвижения земной поверхности. «Правила...» построены по результатам обобщения многолетних инструментальных наблюдений на угольных месторождениях и содержат конкретные рекомендации по выбору параметров процесса сдвижения на этих месторождениях (углов сдвижения, граничных углов, углов разрывов и др.), которые являются исходными данными при расчете сдвижений и деформаций земной поверхности. Последующее практическое использование «Правил...» в угольной промышленности подтвердило правильность принятых в них основных расчетных положений и возможность их применения в других отраслях горнодобывающей промышленности. В горнорудной промышленности, где горногеологические условия разработки рудных залежей отличаются большим разнообразием, такие нормативные документы разработаны для отдельных месторождений [25, 26, 27, 28]. Общие положения «Правил...» использованы также в нормативном документе [29], регламентирующем наблюдения за

сдвижением земной поверхности и расположенными на ней объектами при подземном строительстве в г. Москве.

«Правила...», как основополагающий нормативный документ в горнодобывающей промытленности, получил наиболее широкое применение и дальнейшее развитие при разработке пластовых соляных месторождений в виде «Указаний...» [30], которые регламентируют правила охраны сооружений, природных объектов от подработки и рудников от затопления в условиях Верхиекамского месторождения калийных солей. Остановимся более подробно на анализе «Указаний...», поскольку область их применения ближе всего к условиям строительства и эксплуатации Г1ХГ в пластах каменной соли, как по характеристикам вмещающих горных пород, так и по геометрии выработанного пространства.

Согласно «Указаний...» при расчете параметров сдвижения земной поверхности принимаются граничные углы 50= 50° и углы полных сдвижений

\|/= 55° (см. рис. 1.1). Углы сдвижений д принимаются в интервале от 60° до 86° в зависимости от изменяющейся в интервале от 40 до 300 величины

отношения Н/ , где Ц - оседание (максимальное) на внутренней гра-/ 'max max

нице краевой части мульды (ВГКЧ). Типовая функция S(Z), описывающая

распределение безразмерных оседаний в краевой части мульды,

/ Чтах

ее первая S'(Z) и вторая S"(Z) производные, определенные для принятого в калийной промышленности 30-метрового интервала измерений, задаются в табличной форме или в виде графиков в зависимости от степени заполнения очистных камер закладкой, величины отношения действующей на междукамерные целики нагрузки к их несушей способности, величины оседания Т| на ВГКЧ. Так например, при степени закладки очистных камер, большей или равной 0.75, типовая функция и ее производные имеют вид, представленный в таблице 1.1.

Таблица 1.1.

ъ 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0

ъщ 1.00 0.94 0.83 0.65 0.45 0.30 0.20 0.12 0.07 0.03 0.00

0.00 0.80 1.50 2.00 1.75 1.25 0.85 0.60 0.45 0.30 0.00

0.0 -7.5 -6.7 0.0 +4.5 +5.5 +2.8 +2.0 +1.5 +1.0 0.0

Параметры сдвижения земной поверхности рекомендуется определять следующим образом:

оседания Т|(Х)по формуле (1.6), где максимальное оседание 1| рекомендуется определять по формуле (1.1), положив 0.9, и записав (1.6)

в виде:

ц(Х)= 0.9 т \у (1-А + А В) VII' п" ^(Х), (1.14)

где - фактическая степень извлечения горной массы, т.е. относительный объем выработанного пространства (который применительно к ПХГ может быть определен как отношение суммарного геометрического объема резервуаров к произведению площади ПХГ в плане на среднюю по ПХГ высоту резервуаров); т - высота выработанного пространства, равная мощности отрабатываемого пласта (применительно к ПХГ - средняя по ПХГ высота резервуаров); А - степень заполнения очистных камер закладкой, коэффициент усадки которой равен В;

п' = 0.8 (1.15)

Н

= -0.15)<1, (1.16)

Н

при этом случай п' = 1 и п" = I соответствует условиям полной подработки в главных сечениях мульды (к этим условиям приравниваются расчеты, дающие гГ >1 и п" >1), а п' < 1 и п" < 1 - соответствует условиям неполной

подработки;

наклоны по формуле (1.7), которая согласно «Указаний...» представляется в виде:

Чта* Эта ^ . (1.17)

кривизна к(Х) по формуле (1.10), которая представляется в виде:

= (1.18)

I^

где g¡ и gJi- коэффициенты перехода от 30-метрового интервала к другим

интервалам измерения, принимаемые равными 1 при 30-метровом интервале и равными соответственно 1.2 и 1.5 при переходе к принятому в угольной промышленности 15-метровому интервалу;

горизонтальные деформации £(/) по формуле:

£(Х) = к(г).Ь-ке, (1.19)

где к£- коэффициент перехода от кривизны к горизонтальным деформациям, который для Верхнекамского месторождения изменяется в интервале от 0.022 до 0.14 при уменьшении кривизны от 3.0-10"4 1/м до нуля.

Рекомендуемые формулы позволяют определить макродеформации земной поверхности по сглаженным их распределениям для краевых частей мульды сдвижения, которые могут отличаться от фактических деформаций. Величины этих отличий, так называемые микродеформации земной поверхности, определяются изменчивостью геометрических характеристик выработанного пространства, глубин его заложения в пределах мульды сдвижения и другими факторами.

Анализ расчетных рекомендаций, приведенных в «Указаниях...», показывает, что их можно использовать для оценки сдвижений земной поверхности над ПХГ в первом приближении, если рассматривать в качестве выработанного пространства не отдельный резервуар, а подземный комплекс ПХГ в целом. Окончательный вывод о возможности и целесообразности использования расчетных рекомендаций «Указаний...» для проектирования ПХГ

может быть сделан только в результате исследований геомеханических процессов в породном массиве, вмещающем и перекрывающем ПХГ.

1.2. Анализ существующих исследований и нормативных документов по защите зданий и сооружений от подработки.

Сдвижения и деформации земной поверхности передаются на фундаменты и несущие конструкции зданий и сооружений, т.е. последние испытывают воздействия от подработки, которые должны учитываться при их проекгировании наряду с прочими эксплуатационными нагрузками, что регламентировано нормативным документом [31], а также следует из основополагающих работ по механике грунтов (Н.М. Герсеванов и Д.Е. Польшин [32], К. Терцаги [33], H.A. Цытович [34] и др.) и горных пород (И.В. Баклашов и Б.А. Картозия [35], В.М. Мостков [36] и др.). Если сдвижения и деформации фундаментов известны, то расчет и проектирование несущих конструкций, опирающихся на эти фундаменты, принципиальных затруднений не вызывают. Гораздо сложнее обстоит дело с определением сдвижений и деформаций самих фундаментов, непосредственно контактирующих с деформирующейся при подработке земной поверхностью.

Самое простое решение этого вопроса можно получить, предполагая, что сдвижения и деформации фундаментов и контактирующей с ними земной поверхности равны. Совершенно очевидно, что такое предположение можно рассматривать только как рабочую гипотезу, которая в конечном итоге приведет к проектированию самих фундаментов и вышележащих несущих конструкций с заведомо завышенным запасом прочности. Очевидно также, что меньшая часть общих сдвижений земной поверхности передается фундаментам в полном объеме, вызывая изменение только их общего положения. Таковы, например, равномерные по всей гюдошве фундамента оседания и наклоны. Большая часть общих сдвижений и деформаций земной поверхности передается фундаментам только частично по причине разности де-

формационных свойств грунтов основания и материала фундамента, которые отличаются более, чем на порядок, а также по причине несовершенства контактных условий на общей поверхности грунтового основания и подошвы фундамента. Иными словами, возникающие при подработке горизонтальные сдвижения, деформации и кривизна фундаментов, как правило, меньше одноименных деформаций земной поверхности или грунтовых оснований фундаментов. Следствием этого являются силовые воздействия на фундаменты со стороны грунтового основания, которые можно классифицировать следующим образом [1]: дополнительное нормальное давление грунта на боковые стенки фундамента при горизонтальном сдвижении, деформациях и кривизне вогнутости грунтового основания; силы трения по подошве и боковым стенкам фундамента при горизонтальных деформациях грунтового основания; дополнительный реактивный отпор со стороны грунтового основания при возникающей его кривизне.

Указанные силовые воздействия на фундаменты и возникающие в них деформации в значительной степени зависят от конструктивных решений фундаментов и, в первую очередь, от их размеров в плане, т.е. от размеров подошвы фундамента, контактирующей с грунтовым основанием. Наименьшие силовые воздействия будут испытывать ограниченные в размерах столбчатые фундаменты под колонны зданий каркасной конструкции и наибольшие - сплошные массивные, особенно вытянутые в плане, фундаменты под несущие стены зданий, трубопроводы и технологическое оборудование. Отсюда следует достаточно очевидный вывод: при проектировании фундаментов под колонны каркасных зданий, какими являются большинство производственных зданий, вертикальные и горизонтальные сдвижения подошвы этих фундаментов могут быть определены с незначительной погрешностью, исходя из гипотезы равенства сдвижений грунтового основания и подошвы фундамента; при проектировании массивных фундаментов под технологическое оборудование для определения их деформаций или передаваемых на

них силовых воздействий целесообразна постановка специальных исследований по совместности деформирования таких фундаментов и грунтового основания.

Силовые воздействия на фундамент, возникающие при деформировании земной поверхности, определяют внутренние усилия в самом фундаменте и вышележащих несущих конструкциях, которые являются исходными данными для их нормативных расчетов. Действующими нормами проектирования зданий и сооружений на подрабаты ваемых территориях [24, 30, 31] эти расчеты формализованы в виде сопоставления расчетных деформаций земной поверхности с одноименными деформациями сооружений, определяемыми из условий их эксплуатации.

В обще государственном нормативном документе СНиП 2.01.09-91 [31] рекомендуется в качестве исходных данных для проектирования принимать максимальные величины ожидаемых (нормативных) деформаций земной поверхности на участке строительства, которые определяются по приведенным выше отраслевым методикам расчета, например, в угольной промышленности «Правилам...» [24], в калийной промытленности: «Указаниям...» [30]. В зависимости от определенных таким образом максимальных величин нормативных деформаций подрабатываемые территории по драз де ляются на четыре группы (I, II, III, IV) в порядке убывания этих деформаций. Так например, территории, подрабаты ваем ы е ПХГ, если учитывать глубину их заложения, очевидно, относятся к IV группе, для которой нормативные деформации регламентированы в интервалах: горизонтальная деформация (мм/м) 0< 8 < 3; наклон (мм/м) 0< I < 5; радиус кривизны (км) 12< 1/к < 20, где к - кривизна. При малых глубинах заложения ПХГ подрабатываемые территории могут быть отнесены к III группе.

Проектирование зданий и сооружений на подрабатываемых территориях [31] осуществляется по расчетным сдвижениям и деформациям земной поверхности, которые учитываются как факторы нагрузки и определяются

путем умножения указанных выше ожидаемых (нормативных) деформаций на коэффициенты п, имеющие смысл коэффициентов перегрузки и регламентированные в зависимости от вида деформаций: для оседания 1}- пч =

1.2 (0.9); для горизонтального сдвижения ^ - 1.2 (0.9); для горизонтальной деформации s - ПЕ= 1.4 (0.8); для наклона ! - 1Ь= 1.4 (0.8); для кривизны к - нк=1.8 (0.6), где меньшие значения коэффициента следует учитывать

при расчете на одновременное действие двух или более видов деформаций.

При расчете несущих конструкций зданий и сооружений на воздействие деформаций земной поверхности рекомендуется вводить коэффициенты условий работы m, регламентированные в зависимости от вида деформаций и общей длины 1 (м) здания (сооружения) или его отсека: при глубине горных работ до 500 м для горизонтальной деформации, наклона и кривизны соответственно тЕ= т.= тк= 1 при 1 < 15; mg= т.= 0.8, тк= 0.7 при 15 < 1

< 30; mg= т{= 0.7, тк= 0.5 при ! > 30; при глубине свыше 500 м т£ = mтк= 1; для подкрановых путей мостовых кранов, имеющих длину 60 м, т.= 0.5.

При расчете несущих конструкций зданий и сооружений необходимо знать расчетные деформации или расчетную разность деформаций основания в точках опирания фундаментов, поддерживающих несущие конструкции. Так, вызванное нормативной (ожидаемой) кривизной к земной поверхности расчетное оседание Т|к любой точки основания, имеющей горизонтальную координату X относительно центральной оси здания (сооружения) или его отсека, будет равно:

откуда соответствующая разность оседаний Aifk двух точек основания с координатами Xj и Х2 равна:

Ai|k =шк-тк—2 2 1 к. (1.21)

Расчетный угол наклона любой точки основания с координатой X,

вызванный нормативной кривизной к земной поверхности, равен:

ik =±пк шк X к (1.22)

Равномерный нормативный наклон I земной поверхности вызывает расчетную разность оседаний Alf. двух точек основания с координатами Xj и

Х2, которая равна:

nij i (Х^Х^) (1.23)

Расчетное горизонтальное перемещение любой точки основания относительно центральной оси здания (сооружения) или его отсека, когда горизонтальное перемещение вызвано нормативными горизонтальными деформациями S земной поверхности, а горизонтальная координата точки X отсчитывается относительно той же центральной оси, определяется по формуле:

ÄCg =±п£• с-Х. (1.24)

Проектирование конструкций зданий и сооружений на подрабатываемых территориях осуществляется по предельным состояниям [31] на наиболее неблагоприятное возможное сочетание расчетных деформаций земной поверхности: горизонтальная деформация растяжения +8, кривизна выпуклости +к, наклон i; горизонтальная деформация сжатия -8, кривизна вогнутости -к, наклон I.

Условия безопасной подработки зданий и сооружений, а также меры их защиты от подработки, устанавливаются «Правилами...» [24] и «Указаниями...» [30] в результате сравнения расчетных деформаций земной

поверхности с допустимыми и предельными деформациями оснований зданий и сооружений. Для промышленных зданий допустимые и предельные деформации регламентируются раздельно для самих зданий и технологического оборудования. Промышленные здания в зависимости от характера технологического процесса и чувствительности технологического оборудования и несущих конструкций здания к деформациям земной поверхности подразделены на пять разрядов в порядке убывания указанной чувствительности с первого по пятый разряд. Допустимыми деформациями оснований зданий и сооружений считаются деформации, вызывающие такие повреждения сооружений, при которых их дальнейшая эксплуатация по прямому назначению возможна при условии проведения только наладочных и ремонтных работ. Предельными деформациями оснований считаются деформации, превышение которых может привести к аварийному состоянию сооружения с угрозой опасности для жизни людей.

Для промышленных зданий допустимые деформации оснований определяются по формуле:

[£дМ£д]н-ПгМ1> 0-25)

где [£д| н- нормативная величина допустимых гор изо нтал ь н ы х деформаций

оснований, регламентированная в зависимости от конструкции зданий и фундаментов, определяемая, например, для каркасных зданий на столбчатых фундаментах, какими являются большинство промышленных зданий по формуле:

[С ]

[Вд1„ = --V-; 0-26)

ш I

£ 4

[Сд |, мм - показатель зависящий от разряда и конструктивной схемы здания

[24], например, равный 40 мм для 2 разряда, 60 мм для 3 разряда каркасных зданий на столбчатых фундаментах и 100 мм - на сплошных фундаментах; 14- расстояние от середины здания (отсека) до крайних столбчатых фунда-

ментов или длина сплошного фундамента, мм; п ^ коэффициент, зависящий

от грунтовых условий и принимаемый равным: 0.9 - для скальных грунтов, 1.0 - для песчаных грунтов, 1.1 - для слабых грунтов, типа пластичных глин, 0.8 - для многолетнемерзлых грунтов; 14^ - коэффициент, зависящий от состояния здания к моменту его подработки и принимаемый от 1.1 до 0.7 при изменении состояния здания от хорошего до ветхого.

Предельные деформации оснований промышленных зданий определяются по формуле:

|£п1 = 1£П!Н-Пг^ С1 -27>

где |еп |н- нормативная величина предельных горизонтальных деформаций оснований, определяемая для промышленных каркасных зданий по формуле:

1С ]

Заключение диссертации по теме «Строительство шахт и подземных сооружений», Розанов, Андрей Борисович

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

В диссертации на основании выполненных автором исследований изложены научно обоснованные технические разработки по мерам защиты наземного комплекса подземных хранилищ газа от подработки, обеспечивающие решение важных прикладных задач строительства и эксплуатации подземных хранилищ газа.

Основные научные выводы и практические результаты заключаются в следующем:

1. В результате анализа существующих в горнодобывающей промышленности исследований и нормативных документов по сдвижению земной поверхности при подработке установлено, что они представляются полезными, но не могут быть прямо использованы для расчета параметров сдвижения земной поверхности над ПХГ по причине существенного отличия объемно-планировочных решений ПХГ от горных выработок, а также из-за практического отсутствия инструментальных замеров деформаций земной поверхности, откуда следует вывод о целесообразности использования в сложившейся ситуации математических методов моделирования геомеханических процессов в подрабатываемом ПХГ массиве.

2. В результате математического моделирования установлено, что геометрические параметры ПХГ и глубина их заложения определяют воздействие отдельных резервуаров только в плане микродеформаций земной поверхности, а сам профиль мульды сдвижения формируется смещениями кровли всего подземного комплекса хранилища, которые определяются деформациями междукамерных целиков не менее, чем на 90%.

3. Установлено также, что максимальные оседания земной поверхности линейно связаны со смещениями кровли подземного комплекса ПХГ, которые определяются деформациями междукамерных целиков не менее, чем на 90%, а зависимость их от величины отношения размеров подземного комплекса к глубине заложения ПХГ качественно совпадает с аналогичными зависимостями, рекомендуемыми в угольной и калийной горнодобывающей промышленности.

4. В результате математического моделирования построены функциональные зависимости максимального смещения кровли подземного комплекса ПХГ от конструктивных, эксплуатационных параметров хранилища и механических характеристик вмещающего массива: смещения кровли уменьшаются с уменьшением высоты резервуаров и ее отношения к диаметру резервуаров, с увеличением противодавления газа в резервуарах и размеров междукамерных целиков.

5. В результате математического моделирования получено распределение безразмерных оседаний в пределах краевой части мульды сдвижения, которое отличается не более, чем на 3% от типовой функции распределения, рекомендуемой при разработке калийных пластов, что позволяет использовать последнюю для определения параметров сдвижения земной поверхности над ПХГ (оседаний, наклонов, кривизны и горизонтальных деформаций).

6. В результате анализа конструктивных особенностей наземного комплекса ПХГ установлено, что наиболее чувствительными к деформациям земной поверхности являются здания и технологическое оборудование компрессорных цехов и газопроводов, для защиты которых от подработки рекомендуется комплекс планировочных, строительных и горных мер.

7. Обоснованы планировочные меры защиты наземного комплекса ПХГ от подработки, которые предполагают разбиение площади мульды сдвижения на зоны безопасности по допустимым наклонам и горизонтальным деформациям зданий компрессорных цехов и газопроводов и предпочтительное размещение промплощадки во внутренней центральной и внешних продольных или поперечных краевых зонах с ориентацией продольной оси компрессорного цеха параллельно касательным к контуру подземного комплекса ПХГ.

8. В результате математического моделирования процессов совместного деформирования земной поверхности и массивных фундаментов под компрессорное оборудование построены функциональные зависимости допустимых и предельных горизонтальных деформаций и наклонов земной поверхности от конструктивных параметров проектируемых фундаментов, что определило комплекс строительных мер защиты самих фундаментов и установленного на них компрессорного оборудования: увеличение жесткости фундаментов за счет увеличения их высоты, дополнительного армирования или применения высокомарочных бетонов; устройство швов скольжения в основании; изменение геометрических размеров фундаментов в плане.

9. В качестве основной строительной меры защиты для компрессорных цехов предложена разрезка зданий на отсеки деформационными швами в виде спаренных колонн, которые обязательно проектируются между основным зданием и пристройкой, для подкрановых путей - их периодическая рихтовка, для газопроводов - устройство П-образных компенсаторов.

10. В результате математического моделирования определена совокупность горных мер защиты наземного комплекса ПХГ от подработки, основными из которых являются увеличение проектных расстояний между технологическими скважинами или размеров междукамерных целиков и переход от квадратной к треугольной сетке расположения резервуаров в плане, что не приводит к уменьшению суммарного геометрического объема подземных резервуаров и усложнению технологии их сооружения и эксплуатации.

11. Сформулированы методические рекомендации по расчету параметров сдвижения земной поверхности и проектированию мер защиты наземного комплекса от подработки, которые использованы при разработке нормативного документа СП 34-106-98 «Подземные хранилища газа, нефти и продуктов их переработки» и реализованы при проектировании Волгоградского и Березниковского ПХГ.

Список литературы диссертационного исследования кандидат технических наук Розанов, Андрей Борисович, 1999 год

СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННЫХ источников

1. Кратч Г. Сдвижение горных пород и защита подрабатываемых сооружений. Пер. с нем. - М., Недра, 1978, 495 с.

2. Авершин C.F. Сдвижение горных пород при подземных разработках. -М, Углетехиздат, 1947, 245 с.

3. Казаковский Д.А. Сдвижение земной поверхности под влиянием горных разработок. - Москва - Харьков, Углетехиздат, 1953, 228 с.

4. Муллер P.A. Влияние горных выработок на деформации земной поверхности. - М., Углетехиздат, 1958, 76 с.

5. Турчанинов И. А., И офис М.А. Каспарьян Э.В. Основы механики горных пород. - JI., Недра, 1977, 504 с.

6. Акимов А.Г., Земисев В.Н., Кацнельсон H.H. и др. Сдвижение горных пород при подземной разработке угольных и сланцевых месторождений. - М., Недра, 1970, 224 с.

7. Пермяков P.C., Ковалев О.В., Пинский B.JI. и др. Справочник по разработке соляных месторождений. - М., Недра, 1986, 212 с.

8. Кузнецов М.А., Акимов А.Г., Кузьмин В.И. и др. Сдвижение горных пород на рудных месторождениях. - М., Недра, 1971, 224 с.

9. Сдвижение горных пород и земной поверхности при подземных разработках /Под общей ред. Букринского В.А. и Орлова Г.В. - М., Недра, 1984, 247 с.

10. Шадрин А.Г. Теория и расчет сдвижений горных пород и земной поверхности. - Красноярск, КУ, 1990.

11. Иофис М.А., Шмелев А.И. Инженерная геомеханика при подземных разработках. - М., Недра, 1985, 248 с.

12. Кол бен ков С. П. Аналитическое выражение типовых кривых сдвижений поверхности //Труды ВНИМИ, 1961, № 43, С. 46-49.

13. Будрык В., Литвинишин Е., Кнотге С., Салуетович А. Вопросы расчета сдвижений поверхности под влиянием горных разработок. - М., Углетехиз-

дат, 1955, 64 с.

14. Муллер P.A. Влияние горных выработок на деформацию земной поверхности. - М., Углетехиздат, 1958, 76 с.

15. Иофис М.А., Черняев В.И. Определение вертикальных сдвижений и деформаций земной поверхности при выемке наклонных и крутопадающих пластов //Горный журнал, 1979, № 5, С. 20-22.

16. Keinhorst Н. Die Berechnung bei Bodensenkungen im Emschergebiet. Festschrift 25 Jahre Emschergenossenschaft. Essen. 1925, s. 347-350.

17. Szpetkowski S. Die Berechnung der Absenkung von Punkten der Erdoberfläche unter dem Einflußdes Abbaus eines rechteckigen Flözfeldes. Markschei-dew soz. Land. Bd. 5. Ostrau. 1972, s. 343-357.

18. Szpetkowski S. Die Berchnung der Größe der Verformungen der Erdoberfläche und Untertagebauen infolge des Abbaus einfallen - der Flöze. Budapest. Bd. V, 1972.

19. Bräimer G. Zusammenhänge zwischen senkrechten und waagerechten Bodenbewegungen beim Abbau flachgelagerten Steinkohlenflöze. Glückauf (95), 1959. s. 1442-1457.

20. Salamon M.D.G. Rock inechanics of Underground excavations.-«Proceedings of Third Congress of the International Society for Rock Mechanics, Denver, Colorado, Sept. 1-7, 1974». Washington, D. C., 1974, V.l, Part B, pp. 9511099.

21. Трофимов В.А. Развитие теории напряженного состояния горных массивов и проявлений горного давления при разработке пологих месторождений. Диссертация ... докт. техн. наук. - М., ИПКОН РАН, 1998.

22. Черный Г.И. Определение величин оседания и деформации земной поверхности при сдвижении пород в форме реологического течения //Известия вузов. Горный журнал, 1966, № 7, С. 3-9.

23. Шафаренко Е.М. Длительная устойчивость подземных горных выработок в отложениях каменной соли. Диссертация ... докт техн. наук. - Новоеи-

бирск, ИГД СО АН СССР, 1985.

24. Правила охраны сооружений и природных объектов от вредного влияния подземных горных разработок на угольных месторождениях. - М., Недра, 1981, 288 с.

25. Правила охраны сооружений от вредного влияния подземных горных разработок для уральских медных рудников. - Свердловск, ЦБТИ, 1960.

26. Временные правила охраны сооружений и природных объектов от вредного влияния подземных горных разработок на железорудных месторождениях Урала. - Л., ВНИМИ, 1965.

27. Указания по охране сооружений от вредного влияния подземных горных разработок на Березовском золоторудном месторождении Урала. - Л., ВНИМИ, 1965.

28. Правила охраны сооружений и природных объектов от вредного влияния подземных горных работ в Криворожском железорудном бассейне. -Л., ВНИМИ, 1975.

29. Инструкция по наблюдениям за сдвижениями земной поверхности и расположенными на ней объектами при строительстве в Москве подземных сооружений. - М., ИПКОН РАН, 1997.

30. Указания по охране зданий, сооружений и природных объектов от вредного влияния подземных горных разработок и по охране рудников от затопления в условиях Верхнекамского месторождения калийных солей. - Л., ВНИИГ, 1985.

31. СНиП 2.01.09-91. Строительные нормы и правила. Здания и сооружения на подрабатываемых территориях и просадочных грунтах. - М., 1998.

32. Герсеванов Н.М., Польшин Д.Е. Теоретические основы механики грунтов и их практическое применение. -М., Стройиздат, 1948.

33. Терцаги К. Теория механики грунтов. -М., Госстройиздат, 1961.

34. Цытович H.A. Механика грунтов. -М., Госстройиздат, 1951.

35. Баклашов И.В., Картозия Б.А. Механика подземных сооружений и

конструкция крепей. - М., Недра, 1992, 544 с.

36. Мостков В.М., Дмитриев Н.В., Рахманинов Ю.П. Проектирование и строительство подземных сооружений большого сечения. Справочник. -М., Недра, 1993,318 с.

37. Мартынов Ю.И. Управление деформированием подрабатываемого массива горных пород глубокими щелями. - М., Недра, 1995, 221 с.

38. Казарян В.А., Шафаренко Е.М. Контроль состояния подземных резервуаров для обеспечения надежности и безопасности эксплуатации подземных хранилищ. Отчет по НИР (дог. № 38/97)/000 «Подзем Газпром». - М., 1998.

39. Shafarenko Е.М., Zhuravleva T.Y., Oksenkrug E.S., Tavostin M.N. Shoustrov V.P. Vrachev V.V. Stability of Undeground Cavities in Rokc Solts. Presented at the Spring 1997 Meeting Cracow, Poland, May 11-14 1997, pp. 495-508.

40. Kratsch H. Zur Voraus berechnung der Bodensenkung über Salz kavernen. Erdoel-Ergas. V. 101,1985.

41. СНиП 2.05.06-85. Магистральные трубопроводы. - M., 1997, 60 с.

42. Общесоюзные нормы технологического проектирования. Магистральные трубопроводы. Часть I. Газопроводы. - М., 1986, 220 с.

43. Смирнов В.И. Обоснование и разработка способов и технологий строительства подземных сооружений для хранения газонефтепродуктов и захоронения промышленных отходов. Диссертация ... докт. техн. наук. - М., МГГУ, 1996.

44. Концепция развития пиковых ПХГ и комплексов по производству пропано-бутановоздушных смесей в России на перспективу до 2015 г. Отчет о НИР/'НТЦ «Подземгазпром». - М., 1996, 232 с.

45. СНиП 2.11.04-85. Подземные хранилища нефти, нефтепродуктов и сжиженных газов. - М., Госстрой СССР, 1988, 36 с.

46. Проскуряков Н.М., Пермяков P.C., Черников А.К. Физико-механические свойства соляных пород. - Л., Недра, 1973, 271 с.

47. Карта шов Ю.М., Матвеев Б.В., Михеев Г.В., Фадеев А.Б. Прочность и деформируемость горных пород. - М., Недра, 1979, 269 с.

48. Баклашов И.В., Хлопцов В.Г., Давиденко Б.Ю. Разработка методического обеспечения по расчету между камерных целиков на калийных рудниках с применением метода обратного анализа механических свойств породного массива. Отчет по НИР ГФ-1-24 ДС (закл.) г.р. № 01910008358/МГИ. -1995, 86 с.

49. Гальперин A.M., Шафаренко Е.М. Реологические расчеты горнотехнических сооружений. - М., Недра, 1977, 246 с.

50. Работнов Ю.Н. Механика деформируемого твердого тела. - М., Наука, 1988, 712 с.

51. Смирнов В.И., Розанов А.Б., Баклашов И.В., Хлопцов ВТ. Оценка параметров сдвижения земной поверхности над ПХГ в каменной соли// Газовая промышленность, 1998, № 11, С. 24-26.

52. Смирнов В.И., Розанов А.Б,, Баклашов И.В., Хлопцов В.Г. Сдвижение подработанного массива при строительстве и эксплуатации ПХГ// Газовая промышленность, 1999, № 4, С. 23-25.

53. Розанов А.Б. Обоснование и разработка мероприятий по защите от подработки зданий и сооружений на поверхности подземных хранилищ газа// Строительная геотехнология: научно-технические проблемы освоения подземного пространства: Материалы заседания «Круглого стола».- М., МГГУ, 1998, С. 199-201.

54. Шаталов С.Е., Муллер P.A., Марков В.В. и др. Защита и подработка зданий и сооружений. - М., Недра, 1974.

55. Руководство по расчету и проектированию зданий и сооружений на подрабатываемых территориях. - М., Стройиздат, 1977.