INŻYNIERÓW I TECHNIK SZY T S

Transkrypt

1 ISSN X INŻYNIERÓW STOWARZYSZENIE I TECHNIKÓW GÓRNICTWA

2

3 PRZEGLĄD Nr 2 GÓRNICZY 1 założono r. MIESIĘCZNIK STOWARZYSZENIA INŻYNIERÓW I TECHNIKÓW GÓRNICTWA Nr 2 (1130) luty 2017 Tom 73 (LXXIII) Rozszerzalność węgla z kopalni Pniówek wywołana zmianami temperatury układu węgiel-gaz Temperature-induced expansion of coal from Pniówek mine in coal-gas systems Dr inż. Paweł Baran* ) Dr inż. Katarzyna Czerw* ) Prof. dr hab. Katarzyna Zarębska* ) Dr inż. Janusz Cygankiewicz** ) Treść: Węgiel znajdujący się w złożu doznaje naprężeń wynikających z występowania naprężeń geostatycznych oraz zmian objętościowych, towarzyszących procesom sorpcji/desorpcji gazów. Zmiany wymiarów węgla będące następstwem procesów sorpcyjnych stanowią efekt wypadkowy kilku zjawisk, w tym: pęcznienia matrycy węglowej towarzyszącej sorpcji, kontrakcji węgla pod wpływem ciśnienia gazu wolnego w szczelinach i porach oraz przegrupowania elementów struktury węgla. Występujące w górotworze wahania temperatury mogą powodować zaburzenie równowagi sorpcyjnej gazów obecnych w złożu węgla (pochodzenia endogenicznego czy też wtłoczonego/zdeponowanego CO 2 ). Naruszenie równowagi wywoływać będzie zmiany objętościowe masy węglowej, co powodować może zmiany stanu naprężenia górotworu i w konsekwencji prowadzić do niekontrolowanego rozszczelnienia magazynu gazu (w przypadku sekwestracji CO 2 ) czy też wyrzutu skalno-gazowego w przypadku eksploatacji górniczej złoża. Stąd też analiza wpływu temperatury na zjawiska sorpcyjno-dylatometryczne będzie mieć istotne znaczenie. Istnieje mało doniesień literaturowych pokazujących jaki jest wpływ temperatury na zmiany objętościowe węgla kamiennego towarzyszące sorpcji gazów kopalnianych. W pracy przedstawiono wyniki pomiarów dylatometrycznych dla dwóch próbek węgla, pochodzących z różnych pokładów w kopalni Pniówek. Zostały zmierzone zmiany objętościowe układów węgiel- -CH 4, węgiel-co 2 podczas zmiany temperatury układu. Stwierdzono odmienny charakter zachowania się układu w zależności od rodzaju użytego gazu. Uzyskane wyniki wskazują również, że głębokość zalegania oraz skład petrograficzny mają wpływ na zmiany objętościowe układu węgiel-gaz podczas zmian temperatury. * ) AGH w Krakowie, ** ) Główny Instytut Górnictwa, Katowice

4 2 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Abstract: Coal seams are imposed by effective stress emerging from vertical overburden pressure, horizontal lateral earth pressure and extensively from gas sorption/desorption-induced volumetric changes. The range of contingent dimension changes of coal resulting from sorption processes is a combined effect of several phenomena, including sorption-induced swelling of coal matrix, contraction of coal microporous regions caused by free gas pressure in pores and cleats and coal structural re-arrangement. Temperature fluctuations emerging in coalbeds may result in significant changes in sorption conditions followed by equilibrium disturbance for accumulated gases. The equilibrium disturbance can cause volumetric changes in coal mass that may be further transferred to stresses in rock strata and a repercussion can lead to an uncontrolled loss of gas reservoir sealing (in CO 2 sequestration case) or sudden gas, rock and coal outburst in case of operating underground coal mines. Hence conducting analyses of the temperature influence on sorption and dilatometric phenomena will be of significance. Nonetheless, the influence of temperature variation on mine gases sorption-induced coal s overall dimensions changes remains an unexplored research area. In this study the results of dilatometric tests performed on 2 hard coal samples obtained from different seams of Polish coal mine Pniówek are presented. Measurements of temperature-induced changes of coal samples overall dimensions and volume in coal-methane and coal-carbon dioxide systems were conducted. The influence of the type of gas on the nature of coal-gas system response to temperature change effect was acknowledged. The results also show that the depth of the coal seam and the petrographic composition of coal relate to character of volumetric changes of coal-gas system caused by temperature changes. Słowa kluczowe: węgiel, metan, ditlenek węgla, rozszerzalność, sekwestracja, sorpcja Key words: coal, methane, carbon dioxide, swelling, sequestration 1. Wprowadzenie Rozszerzalność ciała stałego nieodłącznie towarzyszy zjawisku sorpcji. Obecność gazów w porach ośrodka ma istotny wpływ na jego stan naprężeń i deformacji. Gaz może występować w stanie wolnym i zasorbowanym, a jego ilość w obu stanach zależy od temperatury i ciśnienia. Ilość gazu zasorbowanego zależy od jego rodzaju, a także od rozmiarów i ilości porów sorbentu, jak również od stopnia zmetamorfizowania węgla, jego wilgotności i zawartości popiołu. Ciśnienie gazu wolnego wraz z siłami powierzchniowymi dają w wyniku efektywne naprężenie. Zdolność sorpcyjna węgla jest powodem jego odkształcenia objętościowego i obniżenia energii powierzchniowej, a więc spadku wytrzymałości i wzrostu odkształcalności skały. Proces pęcznienia jest efektem dwóch przeciwnych zjawisk: zwiększania objętości matrycy węglowej w wyniku sorpcji oraz kompresji matrycy związanej z ciśnieniem gazów w porach. Obserwacje wykazały, że pęcznienie początkowo związane jest z kształtem izotermy adsorpcji. Przy wysokich ciśnieniach, gdy szybkość zmian zawartości zaadsorbownaego gazu maleje, dominuje kurczenie się matrycy, co może zmniejszyć efekt wzrostu objętości. Przepuszczalność złoża węgla pierwotnie zdeterminowana jest obecnością szczelin/spękań, a ich wielkość zależy od efektywnego ciśnienia, którego zwiększenie poprzez obniżenie ciśnienia w porach prowadzi do ich zamknięcia. Pęcznienie i kurczenie się węgla pod wpływem ciśnienia może zmienić charakter szczelin, a niektóre efekty zmian objętościowych muszą być kompensowane zmianą porowatości, której znacząca część jest właśnie porowatością tych szczelin. Badania w zakresie pęcznienia węgla podejmowane są od szeregu lat (Ceglarska-Stefańska, Czapliński 1979, Czapliński 1968, Ettinger i in. 1974). Prowadzą one do ogólnego wniosku, iż węgiel to układ biporowaty, transportowo-sorpcyjny, w którym pod wpływem wysokiego ciśnienia gazów sprężane są obszary mikroporowate i rozszerzane makropory, natomiast pęcznienie mikroporowatej substancji węglowej, towarzyszące procesowi sorpcji, powoduje zawężanie porów transportowych i spadek przepuszczalności układu, a in situ pokładu (Ceglarska-Stefańska, Zarębska 2002; Seewald, Klein 1986). W literaturze spotkać można wyniki badań wskazujące na istnienie liniowej zależności pomiędzy pęcznieniem węgla a wielkością wywołującej go sorpcji (Chikatamarla i in. 2004; Robertson, Christiansen 2005, George, Barakat 2001). Znane są również prace, z których wynika, że przebieg procesów sorpcyjnych i wielkość towarzyszących im odkształceń nie są związane liniową zależnością (Ceglarska-Stefańska i in. 2007, 2008, Pan, Connel, 2007). Oryginalne podejście w równoczesnym pomiarze zmian sorpcyjnych i dylatometrycznych przedstawił zespół Majewskiej i Ceglarskiej- Stefańskiej (Majewska i in. 2009). Oprócz równoległego pomiaru kinetyk sorpcji i rozszerzalności w układzie mierzono również poziom emisji akustycznej. Pomiarów dokonano dla próbek węgla w formie kostek, a sorbatem był: metan, ditlenek węgla oraz ich mieszanina. Stwierdzono nieliniową zależność między rozszerzalnością a ilością zasorbowanego gazu oraz nieodwracalność procesu pęcznienia. Wykazano również preferencyjną sorpcję metanu oraz porównywalne powinowactwo CH 4 i CO 2 dla wyższego ciśnienia. Wskazuje to, że pokłady węgla o takich właściwościach są nieprzydatne z punktu widzenia sekwestracji CO 2. Literatura odnosząca się do tematyki sekwestracji ditlenku węgla (w zakresie badań eksperymentalnych) w dużej mierze skupia się głównie na badaniach sorpcyjnych i poszukiwaniu wpływu parametrów (stopień metamorfizmu, zawartość grup macerałów, porowatość, zawartość wilgoci itd.) na chłonność sorpcyjną. W większości badania sorpcyjne bazują na pomiarach próbek ziarnowych, często wręcz na próbkach pylistych. Tego typu podejście umożliwia skrócenie czasochłonności eksperymentów (szybsze ustalanie się równowagi sorpcyjnej), lecz generuje pytanie, czy takie rozdrobnienie próbki nie spowoduje destrukcji struktury porowatej, która uniemożliwi odniesienie otrzymanych wyników do warunków panujących in situ. W przypadku badań nad rozszerzalnością węgla konieczne jest analizowanie próbek nierozdrobnionych. Brak jest także doniesień literaturowych, pokazujących jaki jest wpływ temperatury na zmiany objętościowe wymiarów ziaren węgla kamiennego towarzyszące sorpcji gazów kopalnianych. Wahania temperatury mogą powodować zaburzenie równowagi sorpcyjnej gazów obecnych w złożu węgla (pochodzenia endogenicznego czy też wtłoczonego/zdeponowanego CO 2 ). Stąd też analiza wpływu temperatury na zjawiska sorpcyjno- -dylatometryczne będzie mieć istotne znaczenie.

5 Nr 2 PRZEGLĄD GÓRNICZY 3 Tabela 1. Wyniki analizy elementarnej i technologicznej badanych próbek Table 1. Characteristic of the coal material Próbka /pokład C daf S daf H daf N daf O daf W a A a V daf Pn1 (360/1) Pn2 (404/1) 84,24 84,96 0,39 0,58 4,58 4,60 1,52 1,70 4,58 3,76 1,75 0,68 3,01 3,78 27,12 25,50 Tabela 2. Skład petrograficzny badanych próbek Table 2. Petrography of the tested coal sample Próbka Pn1 Pn2 Grupa macerałów [%] Witrynitu Liptynitu Inertynitu Metodyka badań 2.1. Charakterystyka próbek węgla Badania przeprowadzone zostały na dwóch próbkach węgla z kopalni Pniówek pobranych z pokładów 360/1 i 404/1, których charakterystyka przedstawiona została w tab. 1 i 2. Poddane badaniom próbki cechowały się zbliżonymi wynikami analizy elementarnej. W przypadku analizy petrograficznej, próbki różniły się zawartością macerałów grupy witrynitu i inertynitu, przy podobnej zawartości liptynitu. Duża zmienność właściwości fizykochemicznych, które mają wpływ na efekty sorpcyjne w węglu stanowi trudność w interpretacji wyników. Zastosowanie stosunkowo dużej, litej próbki o masie ok. 20 g pozwala na lepszą reprezentatywność uzyskanych wyników w stosunku do danych literaturowych. Dlatego też do pomiarów z macierzystej bryły węgla wycięto prostopadłościenną próbkę o wymiarach mm. Następnie na przeciwległych ściankach próbki zostały przyklejone tensometry oporowe zorientowane wzdłuż i poprzecznie do warstwowania Opis aparatury sorpcyjno-dylatometrycznej Do przeprowadzenia pomiarów użyty został aparat umożliwiający równoczesny pomiar wielkości sorpcyjno-dylatometrycznych próbek w postaci kostki (rys. 1). Konstrukcja aparatu umożliwia wykonywanie pomiarów na 2 próbkach równocześnie. Pomiaru chłonności sorpcyjnej dokonuje się metodą Sieverta (metodą objętościową). Pomiar ciśnienia odbywa się przy użyciu przetworników ciśnienia (P1, P2, P3). W przypadku części dozującej aparatu użyto przetwornika S-10 firmy WIKA (P3), pracującego w zakresie ciśnień od 0 do 100 bar, o klasie dokładności 0,25% BFSL (Best Fit Straight Line). Pomiar ciśnienia w ampułach pomiarowych (P1 i P2) (sample cell 1 i 2) dokonywany jest przy użyciu przetworników UT-10 firmy Wika. Przetworniki umożliwiają pomiar ciśnienia do 100 bar i posiadają regulowany zakres pomiarowy skali 1:20. Dokładność urządzeń wynosi 0,1% zakresu pomiarowego. Aparat umieszczony jest w termostacie wodnym, utrzymującym stałą temperaturę z dokładnością 0,1 K. Istota pomiaru polega na rozprężeniu gazu o znanym ciśnieniu i objętości z przestrzeni dozującej, do ampułki zawierającej sorbent. Znając objętość martwą aparatu i objętość dozownika, ilość zasorbowaną można obliczyć za pomocą praw gazowych. Objętość części dozującej wyliczono, mierząc wypływ azotu za pomocą przepływomierza El_Flow F111B firmy Bronkhorst. Objętość martwą części pomiarowej zniwelowano za pomocą kulek szklanych, a jej wartość wyznaczono za pomocą helu. Pomiar odkształceń próbki węgla dokonywany jest za pomocą tensometrycznego miernika odkształceń zbudowanego w Instytucie Mechaniki Górotworu Polskiej Akademii Nauk w Krakowie. Zmiana wymiarów liniowych próbki mierzona jest przy pomocy tensometrów naprężnych elektrorezystancyjnych przy zastosowaniu przetworników rezystancyjnych, mostkowych. Wyniki pomiarów prezentowane są przy pomo- Rys. 1. Schemat aparatury Fig. 1. Configuration of the measuring apparatus

6 4 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 cy wyświetlacza alfanumerycznego, mogą też być zapisywane w wewnętrznej pamięci lub transmitowane na zewnątrz przy pomocy łącza szeregowego. Programowanie miernika obejmuje wprowadzanie parametrów zespołu podłączanych tensometrów lub przetworników, ustawianie bieżącego czasu, określenie kryterium rejestracji danych pomiarowych. Zasada działania tego miernika opiera się na wykorzystywaniu zjawiska fizycznej zmiany rezystancji przewodnika pod wpływem odkształceń Metodyka badań rozszerzalnościowych Próbka została umieszczona w ampułce pomiarowej i podłączona do miernika odkształceń. Przed zasadniczą częścią eksperymentu próbka węgla była odgazowywana. Następnie, wyznaczono objętość martwą części pomiarowej (sample cell 1) i ponownie odgazowano układ do osiągnięcia próżni statycznej rzędu 10-2 Pa. Po zamknięciu wszystkich zaworów i wyzerowaniu tensometrycznego miernika odkształceń, tak przygotowany układ stanowił punkt wyjścia do rozpoczęcia zasadniczej części eksperymentu. Do części dozującej (reference cell) wprowadzono ditlenek węgla. Po ustaleniu się stałej wartości ciśnienia, gaz został wprowadzony do części pomiarowej (sample cell 1). W momencie zadozowania gazu rozpoczęto rejestrację kinetyki spadku ciśnienia (P1) w układzie pomiarowym. Początkowe ciśnienie, od którego następowały zmiany sorpcyjno-dylatometryczne próbki, wynosiło dla wszystkich pomiarów 12-12,8 bar. Kinetyka odkształceń liniowych próbki zapisywana była w wewnętrznej pamięci tensometrycznego czujnika odkształceń. Kinetyka zmian sorpcyjno-dylatometrycznych w temperaturze 298K rejestrowana była przez 50 godzin. Koniec izotermicznej części pomiaru stanowił początek prezentowanego w artykule etapu eksperymentu. Etap ten polegał na rejestracji zmian ciśnienia gazu w układzie oraz wymiarów liniowych próbki towarzyszących wzrostowi temperatury układu od 298 do 323 K. Wzrost temperatury następował z szybkością 1 K na ok. 5 minut. Temperaturę 323 K osiągnięto po blisko 3 godzinach, a przez kolejne 7 godzin rejestrowano już pomiar izotermiczny. Po zakończeniu eksperymentu z użyciem ditlenku węgla, układ ponownie odgazowano i wykonano pomiar z użyciem metanu, powtarzając wyżej opisaną procedurę. 3. Analiza wyników Interpretację wyników należy rozpocząć od zaakcentowania, że zapoczątkowanie eksperymentu, w którym mierzono rozszerzalność objętościową próbki węgla miało miejsce od stanu nasycenia próbki gazem (ditlenkiem węgla lub metanem). Miało to na celu odtworzenie hipotetycznych warunków, które mogłyby mieć miejsce w pokładzie. Analizując zmianę rozszerzalności próbki węgla towarzyszącą wzrostowi temperatury, zaobserwowano odmienny charakter przebiegu tych zmian wywołanych obecnością CO 2 lub CH 4. W przypadku układu węgiel-co 2 (rys. 2) obserwuje się odmienny przebieg dla próbek pochodzących z różnych pokładów kopalni. W przypadku próbki Pn1 początkowa zmiana temperatury wywołuje nieznaczne pęcznienie próbki. Po ok 25 minutach następuje gwałtowny skurcz, by znowu nastąpiła kontrakcja i kolejny skurcz, tym razem rozłożony w czasie. Gwałtowny skurcz następuje w okolicach temperatury krytycznej CO 2. Obserwowane zmiany można tłumaczyć zmianą mechanizmu lokowania się cząsteczek CO 2. Zgromadzony w porach, w wyniku kondensacji kapilarnej ditlenek węgla, ulega przemianie fazowej, powodując gwałtowną desorpcję, co w konsekwencji prowadzi do skurczu. Tego typu zachowania nie odnotowuje się dla próbki Pn2, dla której wzrost temperatury nie powoduje praktycznie zmian objętości próbki. To odmienne zachowanie można interpretować odnosząc się do składu petrograficznego próbek. Próbka Pn1 cechuje się wyższą zawartością macerałów grupy witrynitu i odpowiednio niższą ilością macerałów grupy inertynitu. Badania Karacana (2003) dowodzą, że macerały grupy witrynitu pod wpływem ditlenku węgla początkowo ulegają pęcznieniu, by po pewnym czasie nastąpiła kontrakcja. W przypadku macerałów grupy inertynitu Karacan dowiódł, że porowatość przesunięta jest w kierunku mezoporów, co ułatwia zajście procesu desorpcji. Przy wzroście temperatury początkowa ilość sorbatu zakumulowana w masie węglowej desorbuje do fazy gazowej. Rys. 2. Rozszerzalność objętościowa próbek węgla pod wpływem CO 2 towarzysząca zmianie temperatury Fig. 2. Volumetric strains of sample under the CO 2 influence during the temperature increase

7 Nr 2 PRZEGLĄD GÓRNICZY 5 Rys. 3. Parametry układu węgiel-co 2 w temperaturze 298 i 323 K Fig. 3. Parameters of coal-co 2 system at 298 and 323 K Większa ilość gazu wolnego, wraz ze wzrostem temperatury powoduje wzrost ciśnienia w układzie. Interpretację tego wniosku należy rozszerzyć uwzględniając wyniki zilustrowane na rys. 3. Można wysunąć tezę, że rozszerzalność masy węglowej należy rozpatrywać w powiązaniu z ciśnieniem panującym w układzie. Dla ocenianych układów węgiel- -CO 2 chłonność sorpcyjna nie jest parametrem określającym wprost wpływ na rozszerzalność. W przypadku próbki Pn2 zmiany objętościowe na początku i końcu eksperymentu (w 298K i 323K) utrzymują się na poziomie 7, ale przy ilości zasorbowanej znacznie niższej niż w przypadku stanu początkowego dla próbki Pn1 (rys. 3). W przypadku próbki Pn1, chłonność sorpcyjna na starcie eksperymentu wynosiła ok 20 dm 3 /kg. Wzrost temperatury o 25 K nieznacznie obniżył chłonność do poziomu ok 17,5 dm 3 /kg. W przypadku próbki Pn2 zmiana temperatury obniżyła chłonność sorpcyjną od 11,4 do 9,5 dm 3 /kg. Obserwuje się więc niewielką różnicę w ilości zdesorbowanego CO 2 z próbek węgla. Wyniki, których ilustrację stanowi rys. 3, pozwalają jednak postawić tezę, że istotnym parametrem decydującym o przebiegu zmian rozszerzalnościowych jest również ciśnienie panujące w układzie. Wyższe ciśnienie może więc wpływać na równoważenie sił będących efektem pęcznienia próbki węglowej. W przypadku próbki Pn1, ciśnienie gazu wolnego było znacznie niższe, co pozwalało na swobodniejszy, niezakłócony ciśnieniem, proces pęcznienia. Istotnym efektem może być też udział zjawiska absorpcji, który ma miejsce w przypadku dużej zawartości witrynitu. W tym przypadku gwałtowna desorpcja zaabsorbowanego CO 2 może skutkować gwałtownym skurczem masy węglowej. W przypadku metanu zmiana temperatury powoduje pęcznienie próbki i zmiana ta ma charakter praktycznie liniowy (rys. 4). Zachowanie układu wydaje się jednak nietypowe. Jak wiadomo procesowi desorpcji towarzyszy skurcz skały węglo- Rys. 4. Rozszerzalność objętościowa próbek węgla pod wpływem CH 4 towarzysząca zmianie temperatury Fig. 4. Volumetric strains of sample under the CH 4 influence during the temperature increase

8 6 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Rys. 5. Parametry układu węgiel-ch 4 w temperaturze 298 i 323 K Fig. 5. Parameters of coal-ch 4 system at 298 and 323 K wej. Wzrost temperatury układu musi powodować desorpcję metanu. Równocześnie wzrost ciśnienia powoduje przesunięcie równowagi w kierunku zachodzenia procesu adsorpcji. W efekcie końcowym w temperaturze 323 K ilość zasorbowanego metanu jest nieznacznie niższa w porównaniu do temperatury 298 K, a zmiany wymiarów objętościowych kostki węglowej mimo wszystko wzrosły. Na chłonność sorpcyjną względem CH 4 wpływa korzystnie wyższy udział macerałów grupy witrynitu (Chalmers, Bustin 2007), co potwierdzają wyniki przedstawione na rys. 5. Dla próbki Pn1 obserwuje się wyższą wartość chłonności sorpcyjnej zarówno w 298 K, jak i po podniesieniu temperatury do 323 K. Nie przekłada się to jednak na zmiany wymiarów objętościowych. Może to pozostawać w związku z brakiem zjawiska absorpcji CH 4 w masie węglowej (Jodłowski i in. 2007). Zmagazynowany metan występuje jedynie w formie gazu zaadsorbowanego i sprężonego w obszarze powierzchniowym. W tej sytuacji powolna desorpcja i związana z nią potencjalna rozszerzalność układu może być kompensowana zjawiskiem sorpcji wywołanej wzrostem ciśnienia i dodatkowo może wskazywać na znaczący udział sprężania gazu wolnego, obecnego w obszarze adsorpcyjnym mikro i mezoporów, co w efekcie powoduje rozszerzanie masy węglowej. 4. Podsumowanie i wnioski Prezentowane w pracy badania mogą mieć istotne znaczenie w przypadku rozważania projektów podziemnego magazynowania CO 2 w głębokich, nieeksploatowanych pokładach węgla lub też eksploatacji pokładów węgla zawierających metan. Zmiany temperatury pod ziemią, naruszając równowagę adsorpcyjną, powodują zmiany objętościowe masy węglowej (jej skurcz bądź pęcznienie). Może to wiązać się z rozszczelnieniem pokładu i desorpcją gazu w kierunku powierzchni, a także wiązać się z niekontrolowanym wyrzutem skalno-gazowym. W toku przeprowadzonych badań stwierdzono odmienny przebieg zmian objętościowych próbek węgla z obu badanych pokładów, wywołanych wprowadzeniem do układu ditlenku węgla. Stwierdzono, że za ten fakt odpowiedzialny jest skład maceralny węgla. Natomiast w przypadku układu węgiel-metan wzrost temperatury powodował dla obu próbek wzrost rozszerzalności układu. Ten nieoczekiwany efekt można tłumaczyć wzrostem ciśnienia gazu wolnego obecnego w porach węgla. Przeprowadzone badania nie pozwoliły na obecnym etapie w sposób jednoznaczny odpowiedzieć na pytanie jaki jest wpływ temperatury na rozszerzalność węgla. Natomiast zaplanowany eksperyment pozwolił na ukierunkowanie prowadzenia dalszych badań w układzie izobarycznym, w których wzrost temperatury układu przy stałym ciśnieniu pozwoliłby uzupełnić oraz lepiej zinterpretować zebrane dotąd wyniki. Praca finansowana z Badań Statutowych AGH nr Literatura CEGLARSKA STEFAŃSKA G., CZAPLIŃSKI A Rozszerzalność liniowa węgli kamiennych pod wpływem działania par alkoholi alifatycznych, Archiwum Górnictwa, 24, s CEGLARSKA STEFAŃSKA G., MAJEWSKA Z., MAJEWSKI ST., ZIĘTEK J., CZERW K Rozwój odkształceń węgla kamiennego w procesach sorpcyjno-desorpcyjnych, Gospodarka Surowcami Mineralnymi, nr 23, z. spec. 3, s CEGLARSKA STEFAŃSKA G., NODZEŃSKI A., CZERW K., HOŁDA S Coal mine gases systemsin the aspects of methane recovery and CO2 sequestartion, Proceedings of the 21st World Mining Congress, Prace Naukowe GiG, Mining and Environment, 4, s CEGLARSKA STEFAŃSKA G., ZARĘBSKA K Expansion and contraction of variable rank coals during the exchange sorption of CO2 and CH4, Adsorption Science & Technology, vol. 20, no 1, s CHALMERS G.R.L., BUSTIN R.M On the effect of petrographic composition on coalbed methane sorption. International Journal of Coal Geology, 69, s CHIKATAMARLA L., CUI X., BUSTIN R.M Implications of volumetric swelling / shrinkageof coal in sequestration of acid gases. International Coalbed Methane Symposium Proceedings. Tuscaloosa, Alabama, paper CZAPLIŃSKI A Rozszerzalność węgli kamiennych pod wpływem sorpcji gazów, Przegląd Górniczy 24, s ETTINGER I.L., BARANOW R.J., BUNIN A.B., SZULMAN I.W., OGNIESJAN M.A Sorpcjonnoje Naiychanie Kamiennych

9 Nr 2 PRZEGLĄD GÓRNICZY 7 Uglej Razlicznoj Porostoj Struktury, Chim. Twierd. Topl. 6, s GEORGE J.D.ST., BARAKAT M.A The change of effective stress associated with shrinkage from gas desorption in coal, International Journal of Coal Geology, Volume 45, Issues 2 3, s JODŁOWSKI G.S., BARAN P., WÓJCIK M., NODZEŃSKI A., PORADA S., MILEWSKA-DUDA J Sorption of methane and carbon dioxide mixtures in Polish hard coals considered in terms of adsorption- -absorption, Applied Surface Science, 253 (13), KARACAN C.Ö Heterogeneous Sorption and Swelling in a Confined and Stressed Coal during CO2 Injection, Energy & Fuels, 17 (6), s MAJEWSKA Z., CEGLARSKA-STEFANSKA G., MAJEWSKI S., ZIETEK J Binary gas sorption/desorption experiments on a bituminous coal: simultaneous measurements on sorption kinetics, volumetric strain and acoustic emission. International Journal of Coal Geology, 77, s PAN Z., CONNELL L.D A theoretical model for gas adsorption induced coal swelling. International Journal of Coal Geology, 69, s ROBERTSON E.P., CHRISTIANSEN R.L Measurements of sorption- -induced strain, International Coalbed Methane Symposium, Tuscaloosa, Alabama, May 2005, paper SEEWALD H., KLEIN J Methansorption an Steinkohle und Kennzeichnung der Porenstruktur, Glückauf Forschungshefte, 47 (3), s Artykuł wpłynął do redakcji grudzień 2016 Artykuł akceptowano do druku Szanowni Czytelnicy! Przypominamy o wznowieniu prenumeraty Przeglądu Górniczego Informujemy też, że od 2009 roku w grudniowym zeszycie P.G. zamieszczamy listę naszych prenumeratorów.

10 8 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Wpływ głębokości eksploatacji węgla na ciepło oddawane przez górotwór The impact of coal mining depth on the heat emitted by the rock mass Dr inż. Janusz Cygankiewicz* ) dr Józef Knechtel* ) Treść: Dla zbadania wpływu głębokości eksploatacji węgla na ilość ciepła traconego przez górotwór zastosowano metodę symulacji numerycznych. W pracy rozważa się oddziały wydobywcze składające się z chodnika podścianowego, ściany eksploatacyjnej i chodnika nadścianowego. Do każdego z rejonów powietrze świeże od szybu wdechowego doprowadzane jest przekopem głównym i pochylnią do pokładu węglowego. Rozważa się oddziały wydobywcze, na których temperatura pierwotna skał wynosi odpowiednio: C (najpłytszy), C, C oraz C (najgłębszy). Dane początkowe do obliczeń dla wszystkich oddziałów przyjęto takie same, za wyjątkiem temperatury pierwotnej skał i wysokości geodezyjnych, na których zlokalizowane są badane wyrobiska. Wykonano alternatywne prognozy klimatyczne, przy czym potencjał chłodniczy w każdym wariancie dobrano tak, aby prognozowana temperatura powietrza mierzona termometrem suchym była nie wyższa od 33 C. Dla takich warunków (korzystając z metody różnic skończonych) wyznaczono strefy wychłodzenia górotworu otaczającego wyrobiska korytarzowe i ścianowe każdego z wymienionych rejonów wydobywczych. Po porównaniu ze sobą wyników obliczeń wykonanych dla poszczególnych oddziałów wydobywczych stwierdzono, że ilość ciepła oddawana przez górotwór do najgłębiej położonych wyrobisk (zlokalizowanych na głębokości, na której temperatura pierwotna skał wynosi C) jest czterokrotnie większa od ilości ciepła oddawanej przez górotwór do wyrobisk położonych najpłycej (zlokalizowanych na głębokości, na której temperatura pierwotna skał wynosi C). Oddział wydobywczy, w którym temperatura pierwotna skał wynosi C otrzymuje od górotworu dwa razy tyle ciepła co oddział najpłytszy. W podsumowaniu zwrócono uwagę, że prowadzenie wydobycia na dużej głębokości jest związane z koniecznością stosowania klimatyzacji. Zatem trzeba ponieść dodatkowe koszty związane z chłodzeniem powietrza. Koszty te jednak mogą się częściowo zwrócić, jeśli zagospodaruje się ciepło oddawane przez górotwór. Ciepło to można odprowadzić na powierzchnię, np. z gorącą wodą (o temperaturze powyżej 40 C) z chłodnic wyparnych ziębiarek, pracujących na dole kopalni i wykorzystać do celów komunalnych lub do zasilania ziębiarek amoniakalnych zabudowanych na powierzchni. Abstract: A method of numerical simulations has been used for investigating the impact of coal mining depth on the heat emitted by the rock mass. This work deals with the mining districts consisting of the lower longwall gate, longwall face and the upper longwall gate. For each district, fresh air is supplied from the exhaust shaft through the main drift and ramp into a coal deposit. The mining districts considered have been those in which the primary rock temperature is as follows: C (the shallowest one), C, C and C (the deepest one). Input data for calculations for all districts have been assumed the same, except the primary temperature of rocks and geodetic heights, at which investigated workings are being located. Alternative climate predictions have been performed. Cooling potential in all variants have been chosen in such a way so that the predicted air temperature measured with dry-bulb thermometer is not higher than 33 C. For such conditions, the cooling zones of the rock mass surrounding gallery and longwall workings have been determined for each of mentioned mining area (applying the finite difference method). Based on a comparison of the results of calculations performed for the individual mining districts it has been stated that the amount of heat emitted by the rock mass into the deepest workings (located at a depth where the primary rock temperature is C) is four times higher than the amount emitted by the rock mass into the workings located at the shallowest depths (located at the depth at which the primary rock temperature is C). The mining district, in which the primary rock temperature is C, obtains from the rock mass twice as much heat as the shallowest district. In the summary it has been pointed out that carrying out exploitation at large depths requires use of air conditioning. Thus, additional costs associated with air cooling have to be incurred. These can, however, be partially recouped if the heat emitted by the rock mass is to be utilized. This heat can be transported to the surface e.g. with hot water (at temperature above 40 C) from evaporative coolers of chillers operating underground and then used for municipal purposes or to power ammonia chillers installed on the surface. * ) Główny Instytut Górnictwa, Katowice

11 Nr 2 PRZEGLĄD GÓRNICZY 9 Słowa kluczowe: górotwór, wyrobisko górnicze, przepływ ciepła, zagrożenie klimatyczne Key words: rock mass, mine working, heat transfer, climatic hazard 1. Wstęp Trudności klimatyczne występujące w kopalniach węgla kamiennego są następstwem dwóch głównych przyczyn: ciepła pochodzącego od otaczających skał oraz ciepła powstającego podczas procesów technologicznych (urabianie i transport węgla). Strumień ciepła pochodzący od urządzeń energomechanicznych wynosi w oddziale wydobywczym kilka megawatów, a nierzadko osiąga wartość 5 MW. Związane jest to z dużym wydobyciem ze ściany wynoszącym około 4 i więcej tysięcy ton, a w niektórych przypadkach wyższym niż t/d. Druga przyczyna powodująca zagrożenie klimatyczne to wysoka temperatura pierwotna skał. Z doświadczeń polskiego górnictwa węgla kamiennego wynika, że jeśli temperatura ta jest wyższa od 30 C mogą pojawić się miejsca, w których temperatura powietrza mierzona termometrem suchym jest wyższa od 28 C. Na ogół jednak trudności klimatyczne pojawiają się w kopalniach, w których temperatura pierwotna skał jest dużo wyższa od 30 C. Obecnie w polskim górnictwie węgla kamiennego funkcjonuje pięć kopalń (obejmujących łącznie osiem ruchów górniczych), w których temperatura pierwotna skał na najgłębszym poziomie eksploatacyjnym wynosi 40 C i więcej (w tym jedna kopalnia, w której temperatura ta jest wyższa od 50 C). Również w sąsiadujących czeskich kopalniach spółki OKD są poziomy, na których temperatura pierwotna skał jest wyższa od 50 C (Knechtel 2012). Jeśli temperatura pierwotna skał na najgłębszym poziomie eksploatacyjnym jest niewiele wyższa od 30 C, wówczas zagrożenie klimatyczne zwalczane jest środkami wentylacyjnymi. Przy wyższych temperaturach konieczne jest stosowanie urządzeń chłodniczych. Intensywna wentylacja i stosowanie ziębiarek wpływają na ochładzanie się górotworu. Postanowiono zbadać jaki jest wpływ głębokości eksploatacji węgla na strumień ciepła tracony przez górotwór. Aby uzyskać odpowiedź na postawione pytanie zastosowano metodę symulacji numerycznych. W pracy rozważa się oddziały wydobywcze składające się z chodnika podścianowego, ściany eksploatacyjnej i chodnika nadścianowego. Do każdego z rejonów powietrze świeże od szybu wdechowego doprowadzane jest przekopem głównym i pochylnią do pokładu węglowego. Rozważa się oddziały wydobywcze, na których temperatura pierwotna skał wynosi odpowiednio: C (najpłytszy), C, C oraz C (najgłębszy). Dane początkowe do obliczeń dla wszystkich oddziałów przyjęto takie same, za wyjątkiem temperatury pierwotnej skał i wysokości geodezyjnych, na których zlokalizowane są badane wyrobiska. Wykonano alternatywne prognozy klimatyczne, przy czym potencjał chłodniczy w każdym wariancie dobrano tak, aby prognozowana temperatura powietrza mierzona termometrem suchym była nie wyższa od 33 C. Dla takich warunków (korzystając z metody różnic skończonych) wyznaczono strefy wychłodzenia górotworu otaczającego wyrobiska korytarzowe i ścianowe każdego z wymienionych rejonów wydobywczych. Dla wyznaczenia strumienia ciepła oddawanego przez górotwór do powietrza w wyrobisku, chodniki przyścianowe podzielono na odcinki o długości 50 m każdy, zaś wyrobiska ścianowe na odcinki o długości 40 m. Przyjęto, że każdy taki odcinek otaczają walce współśrodkowe, przy czym końce promieni tych walców pokrywają się z punktami jednakowej temperatury pierwotnej skał. Wysokość każdego walca wynosi 50 m w przypadku wyrobiska korytarzowego oraz 40 m w przypadku wyrobiska ścianowego. Następnie wyznaczono ilości ciepła oddawane przez obszary ograniczone powierzchniami walcowymi. Mnożąc masę walca (z którego wycięto walec o mniejszym promieniu) przez ciepło właściwe masywu skalnego oraz przez różnicę temperatury pierwotnej skał i temperatury skał po upływie odpowiedniego czasu, otrzymuje się ilość ciepła traconą w obszarze ograniczonym powierzchniami walcowymi. Sumując ilości ciepła z poszczególnych obszarów, otrzymuje się ilość ciepła oddaną przez górotwór w danym odcinku wyrobiska. Sumując wszystkie odcinki otrzymuje się ilość ciepła oddaną przez górotwór po upływie określonego czasu w całym wyrobisku. Po porównaniu ze sobą wyników obliczeń wykonanych dla poszczególnych oddziałów wydobywczych okazało się, że ilość ciepła oddawana przez górotwór do najgłębiej położonych wyrobisk (zlokalizowanych na głębokości, na której temperatura pierwotna skał wynosi C) jest czterokrotnie większa od ilości ciepła oddawanej przez górotwór do wyrobisk położonych najpłycej (zlokalizowanych na głębokości, na której temperatura pierwotna skał wynosi C). Oddział wydobywczy, w którym temperatura pierwotna skał wynosi C otrzymuje od górotworu dwa razy tyle ciepła co oddział najpłytszy. 2. Badanie ochładzania górotworu otaczającego oddział wydobywczy W pracy rozważano oddziały wydobywcze, w skład których wchodzą: chodnik podścianowy, ściana eksploatacyjna i chodnik nadścianowy. Oddziały te funkcjonują na następujących poziomach: poziom 1240 m, na którym temperatura pierwotna skał wynosi od 50 do 52 C, poziom 1115 m, na którym temperatura pierwotna skał wynosi od 45 do 47 C, poziom 990 m, na którym temperatura pierwotna skał wynosi od 40 do 42 C, poziom 865 m, na którym temperatura pierwotna skał wynosi od 35 do 37 C. Powyższe temperatury przyjęto na podstawie wieloletnich badań Zakładu Aerologii Górniczej GIG, z których wynika, że w rejonie GZW w skałach karbońskich średni stopień geotermiczny wynosi 25 m/k (Knechtel, Gapiński 2005). Do każdego z rejonów powietrze świeże od szybu wdechowego doprowadzane jest przekopem głównym i pochylnią do pokładu węglowego. Po przewietrzeniu rejonu powietrze zużyte odprowadzane jest w kierunku szybu wentylacyjnego. Aby można było porównać ze sobą wyniki rozważań przyjęto takie same dane początkowe do obliczeń dla wszystkich oddziałów. Wyjątek stanowią temperatura pierwotna skał (która na każdym poziomie jest inna) oraz wysokości geodezyjne końców wyrobisk (bocznic). Zbiorcze dane początkowe do obliczeń zestawiono w tab. 1. W tabeli tej, w poszczególnych kolumnach podano: numer bocznicy, nazwę bocznicy (wyrobiska), A - pole powierzchni przekroju poprzecznego wyrobiska, V - strumień objętości powietrza płynący wyrobiskiem, k - współczynnik określający jaka część obwodu wyrobiska jest odsłonięta przez węgiel, z d i z w - wysokości geodezyjne przekroju dopływu powietrza do bocznicy oraz wypływu (w

12 10 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 kolumnach tych podano wartości alternatywne dla czterech wymienionych poziomów), L - długość wyrobiska, t pg - temperatura pierwotna skał na początku wyrobiska (podano wartości alternatywne dla czterech wymienionych poziomów), τ - czas przewietrzania wyrobiska, N - sumaryczna moc urządzeń elektrycznych działających w wyrobisku, mw - masa transportowanego urobku. Dla zwiększenia dokładności wyników obliczeń, zarówno chodnik podścianowy, jak i nadścianowy podzielono na odcinki o długości 200 m, zaś wyrobisko ścianowe na odcinki o długości 40 m. Zestawiając dane początkowe do obliczeń przyjęto, że na każdym z poziomów czynne są dwa rejony wydobywcze, przy czym wydobycie każdego z nich wynosi 4200 t/d. Założono najczęściej stosowany w polskim górnictwie węgla kamiennego sposób przewietrzania rejonu systemem na U. Przyjęto także, że straty powietrza wzdłuż frontu ściany nie przekraczają 20%. Do każdego z rejonów doprowadzane jest powietrze w ilości 1500 m 3 / min = 25 m 3 /s. Korzystając z metody opracowanej w Zakładzie Aerologii Górniczej GIG (Holek 1990) wykonano alternatywne prognozy klimatyczne dla badanych oddziałów wydobywczych. Uwzględniając postęp ściany dla każdego z tych oddziałów, przyjęto sześć faz biegu ściany: 1 faza dotyczy maksymalnego wybiegu ściany, 2 faza chodniki przyścianowe są o 200 m krótsze, 3 faza o 400 m krótsze, 4 faza o 600 m krótsze, 5 faza o 800 m krótsze i 6 faza chodniki przyścianowe są o 1000 m krótsze. W pierwszej kolejności wykonano prognozy klimatyczne dla wariantów bez stosowania klimatyzacji. W tym przypadku prognozowana temperatura powietrza jest bardzo wysoka. Maksymalna temperatura na poziomie najgłębszym (tpg = 52 C) jest wyższa od 50 C; na kolejnym poziomie (tpg = 47 C) temperatura ta jest wyższa od 45 C, na poziomie płytszym (tpg = 42 C) dochodzi do 40 C, a na poziomie najpłytszym (tpg = 37 C) temperatura ta dochodzi do 35 C. Jak już wspomniano we wstępie, na temperaturę powietrza wpływa nie tylko ciepło pochodzące od gorącego masywu skalnego, ale również od urządzeń elektrycznych. W przypadku bardzo silnych tech- Tabela 1. Dane początkowe do obliczeń prognostycznych parametrów mikroklimatu powietrza kopalnianego dla wirtualnego głębokiego oddziału wydobywczego Table 1. Input data for prognostic calculations of mine air microclimate parameters for a virtual deep mining district Parametry powietrza w przekroju dopływu do ciągu wyrobisk: t d = 24,2 C; t φd = 20,4 C; φ d = 70,18%; X d = 0,011848; z 0 = +238,6 m m W [t/d] N [kw] τ [dni] t pg [ C] L [m] z w [m] k z d [m] V [m 3 /min] A [m 2 ] Bocznica Nazwa bocznicy (wyrobiska) 1 Przekop główny 20, , ,0/-875,0-/750,0/-625,0-1000,0/-875,0/-750,0/-625, ,0/45,0/40,0/35, Pochylnia do pokładu węglowego 18, , ,0/-875,0/-750,0/-625,0-1050,0/-925,0/-800,0/-675, ,0/45,0/40,0/35, Chodnik podścianowy 16, , ,0/-925,0/-800,0/-675,0-1050,0/-925,0/-800,0/-675, ,0/47,0/42,0/37, Chodnik podścianowy (cd.) 16, , ,0/-925,0/-800,0/-675,0-1050,0/-925,0/-800,0/-675, ,0/47,0/42,0/37, Chodnik podścianowy (cd.) 16, , ,0/-925,0/-800,0/-675,0-1050,0/-925,0/-800,0/-675, ,0/47,0/42,0/37, Chodnik podścianowy (cd.) 16, , ,0/-925,0/-800,0/-675,0-1050,0/-925,0/-800,0/-675, ,0/47,0/42,0/37, Chodnik podścianowy (cd.) 16, , ,0/-925,0/-800,0/-675,0-1050,0/-925,0/-800,0/ ,0/47,0/42,0/37, Chodnik podścianowy (cd.) 16, , ,0/-925,0/-800,0/-675,0-1050,0/-925,0/-800,0/-675, ,0/47,0/42,0/37, Ściana 10, , ,0/-925,0/-800,0/-675,0-1042,7/-917,7/-792,7/-667, ,0/47,0/42,0/37,0 0, Ściana (ciąg dalszy) 10, , ,7/-917,7/-792,7/-667,7-1033,3/-908,3/-783,3/-658, ,7/46,7/41,7/36,7 0, Ściana (ciąg dalszy) 10, , ,3/-908,3/-783,3/-658,3-1025,0/-900,0/-775,0/-650, ,3/46,3/41,3/36,3 0, Ściana (ciąg dalszy) 10, , ,0/-900,0/-775,0/-650,0-1016,7/-891,7/-766,7/-641, ,0/46,0/41,0/36,0 0, Ściana (ciąg dalszy) 10, , ,7/-891,7/-766,7/-641,7-1008,4/-883,4/-758,4/-633, ,7/45,7/40,7/35,7 0, Ściana (ciąg dalszy) 10, , ,4/-883,4/-758,4/-633,4-1000,0/-875,0/-750,0/-625, ,3/45,3/40,3/35,3 0, Chodnik nadścianowy 16, , ,0/-875,0/-750,0/-625,0-1000,0/-875,0/-750,0/-625, ,0/45,0/40,0/35, Chodnik nadścianowy (cd.) 16, , ,0/-875,0/-750,0/-625,0-1000,0/-875,0/-750,0/-625, ,0/45,0/40,0/35, Chodnik nadścianowy (cd.) 16, , ,0/-875,0/-750,0/-625,0-1000,0/-875,0/-750,0/-625, ,0/45,0/40,0/35, Chodnik nadścianowy (cd.) 16, , ,0/-875,0/-750,0/-625,0-1000,0/-875,0/-750,0/-625, ,0/45,0/40,0/35, Chodnik nadścianowy (cd.) 16, , ,0/-875,0/-750,0/-625,0-1000,0/-875,0/-750,0/-625, ,0/45,0/40,0/35, Chodnik nadścianowy (cd.) 16, , ,0/-875,0/-750,0/-625,0-1000,0/-875,0/-750,0/-625, ,0/45,0/40,0/35, Chodnik nadścianowy (cd.) 16, , ,0/-875,0/-750,0/-625,0-1000,0/-875,0/-750,0/-625, ,0/45,0/40,0/35, Legenda: A pole powierzchni przekroju poprzecznego wyrobiska, m 2 ; V strumień objętości powietrza płynący wyrobiskiem, m 3 /min; k współczynnik określający jaka część obwodu wyrobiska jest odsłonięta przez węgiel; z d wysokość geodezyjna przekroju dopływu powietrza do bocznicy, m; z w wysokość geodezyjna przekroju wypływu powietrza z bocznicy, m; L długość wyrobiska, m; t pg temperatura pierwotna skał, C; τ czas przewietrzania wyrobiska, dni; N- sumaryczna moc urządzeń elektrycznych działających w wyrobisku, kw; m w masa transportowanego urobku, t/d

13 Nr 2 PRZEGLĄD GÓRNICZY 11 Tabela 2. Moc chłodnicza (kw) potrzebna do utrzymania w oddziale temperatury powietrza nie wyższej od 33 C Table 2. Cooling capacity (kw) required for maintaining in the district a temperature not higher than 33 C Faza biegu Moc chłodnicza Pch [kw] ściany poz. 865 m poz. 990 m poz m poz m nologicznych źródeł ciepła temperatura powietrza może być nawet wyższa od temperatury pierwotnej skał. Aby mogła być możliwa praca w gorącym mikroklimacie, temperatura powietrza mierzona termometrem suchym nie może być wyższa od 33 C. Zatem zastosowany potencjał chłodniczy w badanych rejonach eksploatacyjnych musi być taki, aby tej temperatury nie przekroczyć. Wartości potrzebnej mocy chłodniczej w zależności od głębokości badanego rejonu oraz fazy biegu ściany podano w tab. 2. Dla tak przyjętych mocy chłodniczych wykonano ponownie prognozy klimatyczne dla 24 wariantów wynikających z tab. 2. Obliczone wartości temperatury powietrza wykorzystano do wyznaczenia pola temperatury skał otaczających wyrobiska badanych rejonów eksploatacyjnych. W obliczeniach wykorzystano wyniki badań podanych w pracach (Cygankiewicz 2012a, 2012b). Z badań tych wynika, że ciepło utleniania węgla zależy od czasu i temperatury pierwotnej skał. Wykorzystując wyniki badań przedstawione w pracy (Cygankiewicz, Knechtel 2014) opracowano wykresy pozwalające wyznaczyć ciepło utleniania węgla w 50-metrowym odcinku wyrobiska korytarzowego dla ośmiu wartości temperatury pierwotnej skał: 35 C, 37 C, 40 C, 42 C, 45 C, 47 C, 50 C i 52 C (rys.1). Do wyznaczenia pola temperatury skał otaczających chodniki przyścianowe i ściany eksploatacyjne wykorzystano metodę różnic skończonych opisaną w pracy (Knechtel 1998). Temperatura powietrza w wyrobisku górniczym jest zazwyczaj dużo niższa od temperatury otaczających skał. Im większa jest intensywność przewietrzania wyrobiska oraz im dłużej jest ono przewietrzane tym bardziej ochładza się otaczający wyrobisko masyw skalny. Obecność w wyrobisku urządzeń chłodniczych dodatkowo wpływa na ochłodzenie górotworu. Im bardziej temperatura pierwotna skał różni się od temperatury powietrza, tym większe następuje wychłodzenie górotworu. Rys.1. Ciepło utleniania węgla w zależności od temperatury skał i czasu przewietrzania, wyznaczone w oparciu o wyniki badań podanych w pracy (Cygankiewicz, Knechtel 2014) Fig. 1. Heat of coal oxidation depending on the temperature of rocks and time of ventilation, determined based on the results presented in paper (Cygankiewicz, Knechtel 2014)

14 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 W ramach niniejszej pracy obliczenia wykonano dla czterech rejonów eksploatacyjnych, osobno dla chodnika podścianowego, ściany eksploatacyjnej i chodnika nadścianowego, dla sześciu faz biegu ściany. Wyniki symulacji komputerowych zebrano w 72 tabelach zawierających temperaturę skał w zależności od odległości od ociosu oraz odległości od początku każdego z wyrobisk. Ze względu na obszerność tych wyników nie zamieszczono wszystkich tabel, a tylko wyniki obliczeń dla 1 fazy biegu ściany na najgłębszym poziomie eksploatacyjnym. Tab. 3 dotyczy rozkładu temperatury skał w otoczeniu chodnika podścianowego, tab. 4 - w otoczeniu ściany eksploatacyjnej, a tab. 5 - rozkładu temperatury skał w otoczeniu chodnika nadścianowego. W tabelach tych w poszczególnych kolumnach podano: współrzędną odległościową liczoną od początku wyrobiska x, temperaturę powietrza mierzoną termometrem suchym w wyrobisku tw, temperaturę ociosu ts oraz temperaturę skał (górotworu) tg, przy czym w odniesieniu do wyrobisk chodnikowych temperaturę skał liczono w odległościach co 2 m od ociosu, a w odniesieniu do wyrobiska ścianowego co 0,2 m od ociosu. W odniesieniu do najgłębszego rejonu eksploatacyjnego (na którym temperatura pierwotna skał wynosi od 50 do 52 C) zmiany temperatury skał sięgają 22 m od ociosu dla 1 fazy biegu ściany (najdłuższego jej wybiegu) oraz 32 m od ociosu dla 6. fazy biegu ściany (tuż przed zakończeniem eksploatacji). Dla poziomu płytszego (na którym temperatura pierwotna skał wynosi od 45 do 47 C) zmiany temperatury skał sięgają 22 m od ociosu dla 1. fazy biegu ściany oraz 30 m dla 6. fazy biegu ściany. Podobnie jest dla poziomu jeszcze płytszego (na którym temperatura pierwotna skał wynosi od 40 do 42 C). Dla poziomu najpłytszego, (na którym temperatura pierwotna skał wynosi od 35 do 37 C) dla 6. fazy biegu ściany zmiany temperatury skał dochodzą do 28 m od ociosu. Zmiany temperatury skał, o których mowa dotyczą chodników podścianowych. Podobnie jest w odniesieniu do chodników nadścianowych. W przypadku wyrobisk ścianowych sytuacja jest odmienna. Ze względu na bardzo krótki czas przewietrzania ściany zmiany temperatury otaczającego górotworu sięgają tylko do około 2 m i to niezależnie od fazy biegu ściany. Dla rejonów położonych płycej zasięg zmian temperatury wynosi około 1,8 m. Wyniki obliczeń dla najgłębszego oddziału wydobywczego podano również w sposób graficzny na rysunkach 2, 3 i 4. Rysunek 2 dotyczy Tabela 3. Wychładzanie górotworu wokół chodnika podścianowego na głębokości 1050 m dla 1. fazy biegu ściany Table 3. Cooling of the rock mass around the lower longwall gate at the depth of 1050 m for 1 phase of the longwall course x, m t w t s t g (2) t g (4) t g (6) t g (8) t g (10) t g (12) t g (14) t g (16) t g (18) t g (20) t g (22) 0 32,10 32,22 40,31 45,12 48,11 49,92 50,96 51,51 51,79 51,91 51,97 51,99 52, ,80 32,90 40,77 45,43 48,32 50,05 51,04 51,56 51,81 51,92 51,97 51,99 52, ,73 27,02 37,39 43,52 47,29 49,54 50,80 51,46 51,77 51,91 51,97 51,99 52, ,81 28,06 38,08 42,98 47,59 49,72 50,91 51,51 51,80 51,92 51,97 51,99 52, ,87 29,10 38,76 44,43 47,88 49,90 51,01 51,57 51,82 51,93 51,98 51,99 52, ,75 29,95 39,33 44,82 48,14 50,06 51,10 51,61 51,85 51,94 51,98 51,99 52, ,62 30,80 39,90 45,20 48,38 50,21 51,18 51,66 51,87 51,95 51,98 52,00 52, ,50 31,66 40,46 45,58 48,63 50,36 51,26 51,70 51,88 51,96 51,99 52,00 52, ,37 32,50 41,02 45,95 48,86 50,50 51,34 51,73 51,90 51,97 51,99 52,00 52, ,21 33,32 41,56 46,31 49,09 50,63 51,41 51,77 51,92 51,97 51,99 52,00 52, ,18 28,46 38,94 44,96 48,46 50,36 51,31 51,73 51,91 51,97 51,99 52,00 52, ,36 29,60 39,68 45,44 48,75 50,52 51,39 51,77 51,92 51,98 51,99 52,00 52, ,52 30,73 40,40 45,90 49,03 50,68 51,47 51,81 51,94 51,98 51,99 52,00 52, ,60 31,77 41,08 46,34 49,29 50,82 51,54 51,84 51,95 51,99 52,00 52,00 52, ,67 32,82 41,74 46,76 49,54 50,96 51,60 51,86 51,96 51,99 52,00 52,00 52, ,93 28,25 39,44 45,68 49,10 50,80 51,56 51,85 51,96 51,99 52,00 52,00 52, ,49 29,76 40,37 46,26 49,42 50,97 51,63 51,88 51,97 51,99 52,00 52,00 52, ,64 30,88 41,10 46,71 49,69 51,10 51,69 51,91 51,97 51,99 52,00 52,00 52, ,80 32,00 41,82 47,16 49,94 51,23 51,74 51,93 51,98 52,00 52,00 52,00 52, ,95 33,12 42,53 47,60 50,18 51,34 51,79 51,94 51,99 52,00 52,00 52,00 52, ,30 28,66 40,48 46,78 49,91 51,27 51,78 51,94 51,99 52,00 52,00 52,00 52, ,45 29,77 41,22 47,25 50,17 51,39 51,83 51,96 51,99 52,00 52,00 52,00 52, ,58 30,88 41,96 47,71 50,41 51,50 51,86 51,97 51,99 52,00 52,00 52,00 52, ,73 31,99 42,70 48,16 50,64 51,59 51,90 51,98 52,00 52,00 52,00 52,00 52, ,86 33,09 43,43 48,59 50,86 51,68 51,92 51,98 52,00 52,00 52,00 52,00 52,00

15 Nr 2 PRZEGLĄD GÓRNICZY 13 Tabela 4. Wychładzanie górotworu wokół wyrobiska ścianowego na głębokości 1000 m dla 1. fazy biegu ściany Table 4. Cooling of the rock mass around the longwall working at the depth of 1000 m for 1 phase of the longwall course x, m t w t s t g (0,2) t g (0,4) t g (0,6) t g (0,8) t g (1,0) t g (1,2) t g (1,4) t g (1,6) t g (1,8) t g (2,0) 0 27,88 29,25 34,41 38,28 40,80 42,22 42,93 43,23 43,35 43,38 43,40 43, ,42 33,37 40,07 45,08 48,34 50,18 51,09 51,48 51,63 51,68 51,69 51, ,93 33,84 40,23 45,00 48,11 49,86 50,72 51,09 51,23 51,28 51,29 51, ,11 34,02 40,26 44,90 47,91 49,60 50,44 50,80 50,94 50,98 51,00 51, ,30 33,23 39,62 44,40 47,50 49,26 50,12 50,49 50,63 50,68 50,69 50, ,33 33,14 39,41 44,10 47,15 48,88 49,73 50,09 50,23 50,28 50,30 50, ,17 35,51 40,79 44,75 47,33 48,79 49,51 49,83 49,94 49,98 50,00 50,00 Tabela 5. Wychładzanie górotworu wokół chodnika nadścianowego na głębokości 1000 m dla 1. fazy biegu ściany Table 5. Cooling of the rock mass around the upper longwall gate at the depth of 1000 m for 1 phase of the longwall course x, m t w t s t g (2) t g (4) t g (6) t g (8) t g (10) t g (12) t g (14) t g (16) t g (18) t g (20) t g (22) t g (24) 0 27,93 28,73 40,27 46,08 48,66 49,61 49,91 49,98 50,00 50,00 50,00 50,00 50,00 50, ,54 29,29 40,30 45,94 48,54 49,55 49,88 49,97 50,00 50,00 50,00 50,00 50,00 50, ,14 29,84 40,35 45,82 48,43 49,49 49,86 49,97 49,99 50,00 50,00 50,00 50,00 50, ,75 30,41 40,43 45,73 48,33 49,43 49,83 49,96 49,99 50,00 50,00 50,00 50,00 50, ,34 30,97 40,54 45,67 48,24 49,38 49,81 49,95 49,99 50,00 50,00 50,00 50,00 50, ,53 31,14 40,47 45,53 48,13 49,31 49,78 49,94 49,98 50,00 50,00 50,00 50,00 50, ,70 31,29 40,41 45,40 48,01 49,24 49,74 49,92 49,98 50,00 50,00 50,00 50,00 50, ,87 31,45 40,36 45,28 47,91 49,17 49,71 49,91 49,98 49,99 50,00 50,00 50,00 50, ,05 31,61 40,33 45,18 47,81 49,11 49,68 49,89 49,97 49,99 50,00 50,00 50,00 50, ,20 31,75 40,29 45,07 47,71 49,04 49,64 49,88 49,96 49,99 50,00 50,00 50,00 50, ,35 31,88 40,26 44,98 47,62 48,97 49,60 49,86 49,96 49,99 50,00 50,00 50,00 50, ,49 32,02 40,23 44,89 47,53 48,91 49,57 49,84 49,95 49,99 50,00 50,00 50,00 50, ,63 32,15 40,21 44,81 47,44 48,85 49,53 49,83 49,94 49,98 50,00 50,00 50,00 50, ,77 32,27 40,20 44,74 47,36 48,79 49,49 49,81 49,93 49,98 49,99 50,00 50,00 50, ,90 32,40 40,19 44,67 47,29 48,73 49,45 49,79 49,92 49,98 49,99 50,00 50,00 50, ,04 32,53 40,18 44,61 47,21 48,67 49,42 49,77 49,91 49,97 49,99 50,00 50,00 50, ,18 32,65 40,18 44,55 47,15 48,61 49,38 49,75 49,90 49,97 49,99 50,00 50,00 50, ,30 32,77 40,18 44,49 47,08 48,56 49,34 49,72 49,89 49,96 49,99 50,00 50,00 50, ,42 32,88 40,17 44,44 47,02 48,50 49,31 49,70 49,88 49,96 49,99 50,00 50,00 50, ,54 33,00 40,18 44,40 46,96 48,45 49,27 49,68 49,87 49,95 49,98 49,99 50,00 50, ,66 33,10 40,18 44,35 46,90 48,40 49,23 49,66 49,86 49,95 49,98 49,99 50,00 50, ,77 33,21 40,19 44,31 46,84 48,35 49,20 49,64 49,85 49,94 49,98 49,99 50,00 50, ,88 33,31 40,20 44,27 46,79 48,30 49,16 49,61 49,84 49,93 49,98 49,99 50,00 50, ,99 33,41 40,21 44,23 46,74 48,26 49,13 49,59 49,82 49,93 49,97 49,99 50,00 50, ,55 32,99 39,90 44,02 46,59 48,16 49,06 49,56 49,80 49,92 49,97 49,99 50,00 50, ,75 33,18 39,97 44,02 46,56 48,12 49,03 49,54 49,79 49,91 49,97 49,99 50,00 50, ,86 33,28 39,99 43,99 46,51 48,08 49,00 49,51 49,78 49,91 49,96 49,99 50,00 50, ,96 33,38 40,00 43,96 46,47 48,04 48,97 49,49 49,76 49,90 49,96 49,98 49,99 50, ,07 33,49 40,02 43,94 46,43 48,00 48,94 49,47 49,75 49,89 49,95 49,98 49,99 50,00

16 14 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Rys. 2. Pole temperatury skał otaczających chodnik podścianowy na głębokości 1050 m Fig. 2. Temperature field of rocks surrounding the lower longwall gate at the depth of 1050 m pola temperatury skał wokół chodnika podścianowego, rysunek 3 wokół wyrobiska ścianowego, a rysunek 4 wokół chodnika nadścianowego. 3. Ciepło tracone przez górotwór otaczający gorący rejon wydobywczy Obszar górotworu otaczający wyrobisko, w którym temperatura skał jest niższa od pierwotnej jest olbrzymi i wynosi miliony metrów sześciennych w przypadku chodników przyścianowych. Obszar wychłodzony otaczający wyrobisko ścianowe jest mniejszy (rzędu tysięcy m 3 ), ale tych obszarów w czasie eksploatacji ściany jest więcej i ochłodzenie to jest głębsze (ze względu na krótki czas przewietrzania ściany). Dla wyznaczenia ilości ciepła oddawanego przez górotwór do powietrza w wyrobisku, chodniki przyścianowe podzielono na odcinki o długości 50 m każdy, zaś wyrobiska ścianowe na odcinki o długości 40 m. Przyjęto, że każdy taki odcinek otaczają walce współśrodkowe, przy czym końce promieni tych walców pokrywają się z punktami jednakowej temperatury skał. Koniec promienia zewnętrznego walca pokrywa się z punktem, w którym panuje temperatura pierwotna. Wysokość każdego walca jest równa 50 m w przypadku wyrobiska korytarzowego oraz 40 m w przypadku wyrobiska ścianowego. Następnie obliczono ilości ciepła oddawanego przez obszary ograniczone powierzchniami walcowymi. Mnożąc masę walca, z którego wycięto walec o mniejszym promieniu, przez ciepło właściwe masywu skalnego oraz przez różnicę temperatury pierwotnej skał i temperatury skał po upływie odpowiedniego czasu, otrzymuje się ilość ciepła traconą w obszarze ograniczonym powierzchniami walcowymi. Sumując ilości ciepła z poszczególnych obszarów, otrzymuje się ilość ciepła oddawaną przez górotwór

17 Nr 2 PRZEGLĄD GÓRNICZY 15 Rys. 3. Pole temperatury skał wokół wyrobiska ścianowego na poziomie 1000 m Fig. 3. Temperature field of rocks surrounding the longwall working at the depth of 1000 m w danym odcinku wyrobiska. Sumując ilości ciepła oddawane przez górotwór we wszystkich odcinkach, otrzymuje się ilość ciepła oddaną przez górotwór po upływie określonego czasu w całym wyrobisku. W odróżnieniu od metodyki przyjętej w pracy (Knechtel 2011) założono, że zarówno gęstość masy w każdym obszarze ograniczonym powierzchniami walcowymi, jak i właściwa pojemność cieplna są wielkościami zmiennymi i zależą od stosunku zawartości węgla do skały płonnej. Wymieniony stosunek zależy od grubości pokładu węglowego oraz od odległości powierzchni walcowych od ociosu. W rozważaniach przyjęto średnie wartości grubości pokładu: dla chodnika podścianowego wp = 2,8 m, dla ściany eksploatacyjnej ws = 2,65 m oraz dla chodnika nadścianowego wn = 2,5 m. Gęstość masy ρ dla węgla przyjęto równą 1400 kg/m 3, a dla skały płonnej równą 2600 kg/m 3 (Ochęduszko 1974). Wartość właściwej pojemności cieplnej przyjęto dla węgla równą 1260 J/(kgK), a dla skały płonnej równą 710 J/ (kgk) (Ochęduszko 1974). Zbiorcze wyniki obliczeń zostały zestawione w tab. 6. W odniesieniu do chodnika podścianowego i chodnika nadścianowego podano sumaryczne ilości ciepła jakie traci górotwór podczas całego okresu eksploatacji ściany. W odniesieniu do wyrobiska ścianowego podano ilości ciepła dla poszczególnych faz ściany. Różnią się one od siebie i to nieraz znacznie. Jest to związane z działaniem ziębiarek, których moc chłodnicza zależy od długości chodników przyścianowych, a więc również od fazy biegu ściany. Ilość ciepła jaką traci górotwór w otoczeniu wyrobiska ścianowego dla konkretnej fazy biegu ściany jest dużo mniejsza niż ilość ciepła jaką górotwór traci w otoczeniu chodników przyścianowych. Chodniki te są Tabela 6. Ciepło oddawane przez górotwór, GJ Table 6. Heat emitted by the rock mass, GJ Wyrobisko Poziom 1240 m Poziom 1115 m Poziom 990 m Poziom 865 m Chodnik podścianowy 7 269, , , ,1 Ściana - 1 faza 872,0 649,5 403,4 241,2 Ściana - 2 faza 850,0 635,1 432,2 222,7 Ściana - 3 faza 872,5 633,8 449,1 232,3 Ściana - 4 faza 845,1 627,2 466,3 223,3 Ściana - 5 faza 884,0 671,0 393,9 148,1 Ściana - 6 faza 866,2 622,7 424,3 161,0 Ściana - średnio 865,0 639,9 428,2 204,8 Łącznie za cały okres eksploatacji ściany , , , ,0 Chodnik nadścianowy 7 739, , ,5 999,6 Razem rejon , , , ,7

18 16 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Rys. 4. Pole temperatury skał otaczających chodnik nadścianowy na poziomie 1000 m Fig. 4. Temperature field of rocks surrounding the upper longwall gate at the depth of 1000 m jednak znacznie dłuższe od wyrobiska ścianowego, a strefa wychłodzenia górotworu wokół tych chodników jest znacznie większa aniżeli strefa wychłodzenia wokół wyrobiska ścianowego. Wspomniana strefa wokół wyrobiska ścianowego to około 2 m za frontem ściany oraz 2 m przed frontem ściany. Do tego należy dodać szerokość wyrobiska ścianowego równą 4 m. Długość wspomnianej strefy wynosi zatem 8 m. Należy jednak zwrócić uwagę, że z uwagi na przesuwanie się frontu ściany (jej wybieg wynosi około 1000 m), takich obszarów jest 1000/8 = 125. Zatem sumaryczna ilość ciepła jaką traci górotwór w otoczeniu ściany podczas całego okresu jej eksploatacji jest 125 razy większa od tej ilości jaką policzono dla określonej fazy biegu ściany. Łączna powierzchnia kontaktu konturu wyrobiska ścianowego z gorącym górotworem jest dużo większa od analogicznej powierzchni kontaktu chodników przyścianowych z górotworem. Dlatego najwięcej ciepła traci górotwór w otoczeniu wyrobiska ścianowego. Z tab. 6 widać również jaki jest wpływ głębokości eksploatacji na ilość ciepła jaką traci górotwór. Na poziomie najgłębszym (1240 m) górotwór traci cztery razy tyle ciepła co na poziomie najpłytszym (865 m). Na poziomie 990 m górotwór traci połowę tego co na poziomie 1240 m. Jest to konsekwencja rosnącej temperatury pierwotnej skał ze wzrostem głębokości eksploatacji. 4. Podsumowanie Eksploatacji węgla na dużych głębokościach towarzyszą zagrożenia naturalne (tąpaniami, pożarowe, metanowe, klima-

19 Nr 2 PRZEGLĄD GÓRNICZY 17 tyczne, radiacyjne). Prewencja tych zagrożeń wymaga poniesienia odpowiednich nakładów. Aby można było skutecznie zwalczać zagrożenie temperaturowe muszą być poniesione koszty na klimatyzację. Koszty te jednak mogą się zwrócić, przynajmniej częściowo. Według informacji internetowych z października 2016 roku koszt wytworzenia 1 GJ energii cieplnej wynosi 24 zł 70 gr (nie licząc kosztu przesyłu tej energii). Z tab. 6 wynika zatem, że energia cieplna jaką traci górotwór na poziomie 1240 m jest warta około 3 mln zł, na poziomie 1115 m ponad 2 mln zł, na poziomie 990 m 1,5 mln zł, a na poziomie 865 m około 700 tys. zł. Oddziałów wydobywczych eksploatujących węgiel w podwyższonych temperaturach jest zazwyczaj kilka na jednej kopalni. Zatem podane kwoty mogą być jeszcze wyższe. Należałoby zatem zastanowić się nad możliwością zagospodarowania tego ciepła. Pewne propozycje w tym zakresie podano w pracach (Cygankiewicz, Knechtel 2015, Knechtel 2011). Wydaje się, że najprostszym sposobem jest odprowadzenie tego ciepła z gorącą wodą z chłodnic wyparnych ziębiarek pracujących na dole kopalni. Woda ta ma temperaturę wyższą od 40 C. Można ją zatem wykorzystać do celów komunalnych lub do zasilania ziębiarek amoniakalnych pracujących na powierzchni. Literatura CYGANKIEWICZ J. 2012a - Nowe kryteria klasyfikacji skłonności węgli do samozapalenia. W: Prusek, Knechtel, Madej-Strumińska (red.) - Zwalczanie zagrożeń aerologicznych w kopalniach, Wydawnictwa GIG, Katowice, s CYGANKIEWICZ J. 2012b - Kalorymetryczna metoda oznaczania skłonności węgla do samozapalenia w warunkach zbliżonych do warunków kopalnianych, praca statutowa GIG o symbolu , Katowice. CYGANKIEWICZ J., KNECHTEL J The Effect of Temperature of Rocks on Microclimatic Condotions in Long Gate Roads and Galleries in Coal Mines, Archiwum Górnictwa Nr 1/2014, t. 59, s CYGANKIEWICZ J., KNECHTEL J Remarks on Heat Emission during Operation in Hot Rock Mass and on Possibilities of Its Use, Journal of Geography and Geology, Vol 7, No 1; 2015, s HOLEK S Opracowanie potencjału ruchu wilgoci i opartych na nim metod prognozowania mikroklimatu wyrobisk. Prace Naukowe GIG. Seria dodatkowa. Katowice. KNECHTEL J The Influence of Thermal Insulation of Walls of Workings on Air Temperature, Archiwum Górnictwa, nr 4, t. 43, s KNECHTEL J Considerations Concerning The Stream of Heat Transferred from Rock Mass into Mine Ventilation Air and The Utilization of this Heat by Means of Air Cooling Installations, Geo Science Engineering, LVII, str KNECHTEL J Wykonanie prognoz klimatycznych dla 7 drążonych chodników i 1 ściany eksploatacyjnej w kopalni PASKOV, dokumentacja prac GIG o symbolu , wykonana na zlecenie czeskiej firmy GASCONTROL, Katowice, lipiec KNECHTEL J., GAPIŃSKI D Zaktualizowane mapy izolinii temperatury pierwotnej skał kopalń Górnośląskiego Zagłębia Węglowego (GZW), GIG Katowice. OCHĘDUSZKO S Termodynamika stosowana, WNT, Warszawa. Artykuł wpłynął do redakcji grudzień 2016 Artykuł akceptowano do druku

20 18 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Stymulacja destrukcji pokładu węgla z zastosowaniem urządzenia do wykonywania zespołu szczelin zarodnikowych Stimulation of the destruction of coal seam with the use of the device for performing of series of starting notches Dr hab. inż Jan Drzewiecki* ) Dr inż. Jacek Myszkowski* ) Mgr inż. Adam Piernikarczyk* ) Treść: Prowadzone ponad dwadzieścia lat temu badania skuteczności ukierunkowanego szczelinowania z zastosowaniem jednej szczeliny zarodnikowej w warunkach laboratoryjnych i dołowych, potwierdziły fakt propagacji nieciągłości w płaszczyźnie wyznaczonej tą szczeliną. Aktualnie, dla poprawy efektywności tej metody i wykorzystania jej w profilaktyce metanowej, prowadzone są badania nad możliwością wykonania dowolnej liczby szczelin zarodnikowych w jednym otworze wiertniczym. W tym celu opracowano prototypy urządzeń do wykonywania zespołu szczelin zarodnikowych, których konstrukcja pozwala wykonać dowolną liczbę takich szczelin w trakcie wyciągania żerdzi wiertniczych z otworu. Skuteczność nowej techniki ukierunkowanego szczelinowania górotworu z zastosowaniem nowych konstrukcji przeprowadzono w trakcie prób dołowych w pokładzie 310 w Kopalni Doświadczalnej Barbara w Mikołowie z wykorzystaniem sondy aerometrycznej. Wykonane pomiary pozwoliły określić zmianę naturalnego zeszczelinowania pokładu w wyniku zastosowania ładunków materiału wybuchowego MW w otworze strzałowym, w którym wykonano serię szczelin zarodnikowych. Abstract: Research conducted over twenty years ago on the effectiveness of directional fracturing with applying one starting notche in laboratory conditions and underground, discontinuities confirmed the fact of the propagation in the appointed plain with this crack. Currently, for the efficiency improvement of this method and exploiting her in the methane prevention, a research on the alternative of carrying out the any number of spore cracks in one borehole is being conducted. For that purpose prototypes of devices for carrying the team of spore cracks out were drawn up which the structure allows to carry out any numbers of cracks in the route of taking drill perches out from the borehole. Effectiveness of the new technique of directional fracturing with using new constructions used in the course of attempts in underground attempts in coal seam no. 310 in the Experimental Mine Barbara in Mikołów with using the aerometry method are presented. Performed measurements allowed to determine the change of natural fracturing with explosive in borholes with series of starting notches. Słowa kluczowe: górotwór, szczelinowatość, aerometria, ukierunkowane szczelinowanie, prewencja zagrożeń naturalnych Key words: rock mass, fracturing, aerometry, directional fracturing, natural hazard prevention 1. Wprowadzenie * ) Główny Instytut Górnictwa, Katowice Wysokie koszty i pracochłonność tradycyjnie stosowanych aktywnych metod profilaktyki tąpaniowej i metanowej technologiami wiertniczymi, przy równoczesnej ograniczonej ich skuteczności, legły u podstaw poszukiwań nowych rozwiązań w tym zakresie. Wykorzystując pewne koncepcje Syberyjskiego Oddziału Rosyjskiej Akademii Nauk (Kju, Szepielew 1989) w Zakładzie Tąpań i Mechaniki Górotworu Głównego Instytutu Górnictwa opracowano technologię ukierunkowanego szczelinowania skał, dostosowaną do warunków kopalń Górnośląskiego Zagłębia Węglowego (Konopko 1991, Konopko i in. 1997) Proces ten realizowany jest techniką hydrauliczną lub strzelniczą. Ukierunkowane szczelinowanie skał metodami UHS i USS stosowane jest od ponad dwudziestu lat w kopalniach węgla kamiennego jako aktywna metoda profilaktyki tąpaniowej, dając w większości pozytywne efekty. Otwory do wykonywania ukierunkowanego hydroszczelinowania skał (UHS) i ukierunkowanego szczelinowania strzelniczego (USS), z uwagi na większy zasięg ich skutecz-

21 Nr 2 PRZEGLĄD GÓRNICZY 19 ności potwierdzony badaniami, wykonuje się we wzajemnej odległości od kilkunastu do 25 metrów. Wykonane badania skuteczności ukierunkowanego szczelinowania, prowadzone dla jednej szczeliny zarodnikowej dały pozytywne efekty. W chwili obecnej trwają prace nad możliwością wykonania dowolnej liczby szczelin zarodnikowych, wykorzystując specjalnie w tym celu skonstruowane urządzenia. Przeprowadzone badania dołowe, mające na celu stwierdzenie rozprzestrzeniania się rozwarstwień węgla pokładu 310 w Kopalni Doświadczalnej (KD) Barbara w wyniku ukierunkowanego szczelinowania skał dały pozytywne efekty. 2. Zasięg działania detonacji ładunku MW w otworze wiertniczym wykonanym w górotworze Detonacja materiałów wybuchowych w masywie (w długich otworach), z dala od wyrobisk, powoduje destrukcję skał w otoczeniu otworu na odcinku umieszczenia MW oraz wywołuje drgania górotworu. W strefie skutków detonacji ładunku MW wyróżnia się szereg stref jego oddziaływania (rys. 1). Rys. 1. Strefy działania wybuchu ładunku materiału wybuchowego (Dudek 1973) Fig. 1. Zones of the explosion effects of an explosive charge (Dudek 1973) W strefie miażdżenia calizna w bezpośredniej bliskości ładunku lub przylegająca do ładunku poddana jest najsilniejszemu działaniu, które w zależności od fizyczno-mechanicznych własności skały i siły detonacji MW powoduje mniejsze lub większe rozdrobnienie środowiska. W strefie kruszenia, w wyniku rozprężenia się gazów powybuchowych, następuje oddzielanie cząstek i kawałków od calizny, przy czym wielkość tych oddzielonych cząstek zwiększa się w miarę oddalania się od ogniska wybuchu aż do miejsca, gdzie ciśnienie gazów nie jest w stanie odspoić calizny. W strefie spękań osłabione ciśnienie gazów postrzałowych powoduje tylko tworzenie się szczelin i spękań, które im dalej od ogniska wybuchu, tym są mniejsze, aż w końcu zanikają. Skutki działania detonacji ładunku MW na otoczenie otworu strzałowego określają liczne badania (Bardal R.1994, Bartoš i in. 1998, Batko 2002, Bhattacharya, Nikhil 1991, Biliński i in. 1980, Bräuner 1992, Czernigowskij 1976, Fadjejew 1972, Hanukajew 1974, Michelis, Margenburg 1986, Mielnikow, Marczenko 1964, Nieborskij i in. 1989, Radionow i in. 1976, Siskind i in. 1973, Tkaczuk 1974, Praca zbiorowa 1974), które uzależniają zasięg trwałych skutków działania wybuchu MW wokół otworu wiertniczego od wielu czynników. Do zasadniczych należy zaliczyć: rodzaj skały, w której prowadzi się roboty strzałowe, siła MW, stosunek średnicy otworu wiertniczego oraz średnicy ładunku MW. Dla skał charakteryzujących się wysokimi parametrami wytrzymałościowymi zasięg ten jest niewielki. Badania prowadzone w granitach określają ten zasięg jako odległość kilku promieni otworu strzałowego (Atchison, Tournay 1959, Drelich S. 1970, Fogelson i in. 1959, Nieborskij i in. 1989). Stosowanie MW o dużej sile (materiały wysokoenergetyczne) powoduje wzrost zasięgu strefy trwałych skutków (Biliński i in. 1980, Siskind i in. 1973). Również wzrost stosunku średnicy ładunku MW do średnicy otworu strzałowego, a więc wykorzystanie w maksymalnym stopniu objętości otworu powoduje, że zasięg ten jest większy. Najkorzystniejszym układem jest, gdy ładunek MW wypełnia w maksymalnym stopniu przestrzeń otworu. Taki efekt można uzyskać w rezultacie pneumatycznego ładowania MW do otworów strzałowych. W pracy (Szymusiak A. 2007) wykazano, że ten sposób ładowania otworów w odniesieniu do ładowania ręcznego pozwala na ponaddwukrotne zwiększenie ładunku MW w tej samej objętości otworu strzałowego. Jednak maksymalny zasięg strefy trwałych skutków detonacji MW uzyskany podczas badań w zależności od rodzaju skały wynosi maksymalnie 3 4 metry od otworu strzałowego (Bartoš i in. 1998, Biliński i in. 1980, Hanukajew 1974, Siskind i in. 1973). 3. Badania zasięgu nieciągłości dla metod ukierunkowanego szczelinowania skał Skuteczność metod ukierunkowanego szczelinowania skał była badana laboratoryjnie oraz w warunkach dołowych (Konopko i in. 1997). Ponadto efektywność jej stosowania potwierdziły też przykłady prowadzenia szczelinowania tą metodą w skomplikowanych warunkach geologiczno-górniczych. W warunkach laboratoryjnych skuteczność metod ukierunkowanego szczelinowania badano w blokach betonowych. Badania te wykazały zarówno dla metody hydraulicznej, jak i strzelniczej rozprzestrzenienie się szczeliny zgodnie z płaszczyzną określoną szczeliną zarodnikową. Dla stwierdzenia skuteczności metod ukierunkowanego szczelinowania, w warunkach dołowych wykonano badania za pomocą profilowania elektrooporowego oraz za pomocą badania otworów kontrolnych metodą wziernikową. Prowadzenie dotychczas ukierunkowanego szczelinowania skał za pomocą stosowanych urządzeń pozwalały wykonywać szczelinę zarodnikową tylko w dnie otworu. Dlatego stosowanie tej technologii w przeważającej części przypadków sprowadzało się do jej zastosowania z wykorzystaniem jednej szczeliny zarodnikowej w dnie otworu. Wykonanie większej liczby szczelin zarodnikowych nie było możliwe bez konieczności jego pogłębiania, co w istotny sposób ograniczało stosowanie tej metody. W roku 2015 skonstruowano i zbudowano dwa prototypy urządzeń, których zastosowanie pozwala znacząco skrócić czas wykonywania otworu wraz z zespołem szczelin zarodnikowych. Konstrukcje te umożliwiają zarówno wiercenie otworu, jak i wykonywanie w nim dowolnej ilości szczelin zarodnikowych w trakcie wycofywania zestawu żerdzi wraz z koronką wiertniczą. Na początku 2016 roku prowadzono badania na terenie KD Barbara, których celem były testy nowych konstrukcji urządzeń (Drzewiecki, Myszkowski 2016) oraz ocena skuteczności szczelinowania za pomocą tej metody. Pierwszy poligon badawczy wykonano w chodniku 1 badawczym (rys. 2). Próby wypadły pomyślnie z punktu widzenia możliwości wykonywania kilku szczelin zarodnikowych w jednym otworze wiertniczym. Niestety z uwagi na lokalizację miejsca prowadzonych badań, gdzie otwory wykonano w niedużej kostce wydzielonej wyrobiskami chodnikowymi, pokład 310 okazał się silnie zeszczelinowany. Zaowocowało to brakiem

22 20 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 skuteczności szczelinowania/destrukcji MW pokładu węgla. Kolejny poligon badawczy zlokalizowany był w chodniku głównym w ociosie. Wykonano pięć otworów badawczych oraz otwór strzałowy (rys. 3), w którym wykonano cztery szczeliny zarodnikowe oraz umieszczono ładunki MW (rys. 4). Do badań z wykorzystaniem techniki strzelniczej użyto materiału wybuchowego Emulinit PM o wielkości ładunków 50 g oraz 100 g, które rozmieszczono w otworze z wykonanymi szczelinami zarodnikowymi o wzajemnej lokalizacji, zgodnie z rys. 4. Rys. 2. Wycinek mapy pokładu 310 KD Barbara z oznaczoną pierwotną lokalizacją poligonu badawczego oraz schemat wykonania otworów Fig. 2. Sketch of coal seam no. 310 in Barbara Mine with location of the research ground and scheme of the boreholes Rys. 3. Wycinek mapy pokładu 310 KD Barbara z lokalizacją drugiego poligonu badawczego i schematem wykonanych otworów Fig. 3. Sketch of the coal seam no. 310 Barbara Mine with the location of the second research g ground and the scheme of the boreholes Rys. 4. Rozmieszczenie szczelin zarodnikowych oraz ładunków MW w otworze strzałowym Fig. 4. Location of starting notches and explosives in the boreholes

23 Nr 2 PRZEGLĄD GÓRNICZY 21 Przed oraz po wykonanym strzelaniu przeprowadzono badania za pomocą sondy aerometrycznej (Nierobisz 2014). Technika pomiarowa polegała na pomiarze czasu spadku ciśnienia w hermetycznie zamkniętym odcinku otworu wiertniczego. Pomiar czasu spadku ciśnienia wykonano w otworach kontrolnych na odcinkach o długości 0,3 m. Pomiar czasu spadku ciśnienia z wartości 0,40 MPa do 0,25 MPa pozwala oznaczyć następujące parametry: otwór równoznaczny spękania S o interpretowany jako sumaryczna wartość powierzchni spękań występująca na danym odcinku pobocznicy walca otworu wiertniczego (wyrażany w mm 2 ), wskaźnik szczelinowatości K s wyrażający sumaryczny udział powierzchni szczelin w polu powierzchni pobocznicy walca badanego odcinka górotworu (wyrażany w % lub ), sumaryczna rozwartość szczelin R s na danym odcinku otworu (wyrażana w mm). Poszukiwane wartości parametrów obliczono z następujących funkcji empirycznych: otwór równoznaczny spękania S o : gdzie: 39,866; 0,7169 stałe cechowania przyrządu, (wyrażone w mm 2 oraz w 1/s) t czas spadku ciśnienia, s. wskaźnik szczelinowatości K s (1) (2) gdzie: S o otwór równoznaczny spękania, mm 2, 1000 stała do przeliczeń promilowych, powierzchnia pobocznicy walca badanego odcinka otworu mm 2 o średnicy 43 mm, sumaryczna rozwartość szczelin R s gdzie: 135 mm obwód otworu badawczego o średnicy 43 mm. W oparciu o dotychczasowe doświadczenia w stosowaniu sondy aerometrycznej można scharakteryzować górotwór w sposób następujący: Ks< 0,2 górotwór słabo spękany, charakteryzujący się występowaniem w badanym odcinku górotworu szczelin o sumarycznej powierzchni nie większej od 7,4 mm 2 lub też pozbawiony szczelin, Ks> 0,2 górotwór średnio i silnie spękany, charakteryzujący się występowaniem szczelin o sumarycznej powierzchni większej lub równej 7,4 mm 2. Są to obszary górotworu charakterystyczne dla wyrobisk poddanych wpływom eksploatacji. Schemat pomiaru spękań za pomocą sondy aerometrycznej przedstawiono na rysunku 5. Uzyskane wyniki były podstawą dla oceny szczelinowatości pokładu węgla przed jego dezintegracją materiałem wybuchowym. W drugim cyklu wykonano pomiary czasu spadku ciśnienia t1 w otworach kontrolnych po odpaleniu ładunków materiału wybuchowego w otworze strzałowym. Uzyskany obraz graficzny poszczególnych wskaźników przedstawiono na rys. 6. (3) Rys. 5. Schemat układu pomiarowego spękań górotworu za pomocą sondy aerometrycznej Fig. 5. Scheme of the aerometry probe for rock mass fracturing measurement

24 22 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 a otwór równoznaczny spękań ΔS o, mm 2 b wskaźnik szczelinowatości Δ Ks, c sumaryczna rozwartość szczelin ΔRs, mm Rys. 6. Zmiany wartości wskaźników po wykonanym strzelaniu Fig. 6. Changes of the values of the indicators after explosive tests 5. Podsumowanie Wykonane pomiary in situ na poligonie badawczym były sprawdzianem wiarygodności metody areometrycznej dla oceny stopnia zeszczelinowania pokładu w wyniku jego destrukcji materiałem wybuchowym. Składa się na to fakt głębszej penetracji pokładu metodą areometryczną po jego destrukcji materiałem wybuchowym. Pomiar sondą areometryczną wykonany w pokładzie węgla w KD Barbara umożliwił określenie parametrów: otwór równoznaczny spękań S o, mm 2, wskaźnik szczelinowatości K s,, sumaryczna rozwartość szczelin R s, mm, dla pokładu 310 w stanie nienaruszonym oraz po jego zeszczelinowniu techniką strzelniczą/materiałem wybuchowym. Uzyskane wyniki wskazują, że zastosowana technologia strzelnicza dla przyszłej stymulacji otworu strzelniczego w celu uzyskania zwiększonej desorpcji metanu (Drzewiecki 2004) jest skuteczna. Zastosowanie konstrukcji ładunków wybuchowych o zorientowanym położeniu w stosunku do wykonanych w nim szczelin zarodnikowych spowodowało wyraźne zwiększenie zasięgu strefy spękań po strzelaniu. Można zatem założyć, że powielenie tego typu techniki destrukcji pokładu węgla będzie skutkowało zwiększeniem intensywności i zasięgu zeszczelinowania pokładu, a zatem zwiększony zostanie udrożniony dla desorpcji metanu wolumen węgla. Przedstawione wartości wskaźników S o, K s i R s po wykonanym strzelaniu wyraźnie wskazują, w jakim stopniu zastosowana technika strzelnicza spowodowała udrożnienie/zeszczelinowanie badanego fragmentu pokładu. Dla opracowania przyszłej technologii odmetanowania pokładu istotnym jest parametr K s, a szczególnie obszary, w których jego wartość jest mniejsza od 0,2. Jak to przedstawiono w wyniku zastosowanej technologii stymulacji pokładu metodą strzelniczą objętość obszarów pokładu, w których parametr K s przekroczył wartość 0,2. Oznacza to, że po jej zastosowaniu uzyskano pokład lokalnie średnio i silnie spękany, co jest celem zaproponowanej metody. Treść artykułu oparto na wynikach prac w ramach projektu GasDrain nr kontraktu: RFCR-CT oraz pracy statutowej Głównego Instytutu Górnictwa nr Literatura ATCHISON T. C., TOURNAY W. E Caparetive Studies of Explosives in Granite. BuMines Dept. of Inv. 5509, 28 pp. BARDAL R Controlled blasting in jointed rocks. Int. J. Rock Mech. Mining Sc. Tom 31. BARTOŠ J., PRZECZEK A., TAKLA G The radius of rockmass deformation in the surrcunding of borehole due to the blasting. Prace Naukowe GIG, Seria Konferencje. V Konferencja naukowo-techniczna GIG Tąpania 98. Ustroń. BATKO P Wpływ właściwości strzelniczych materiału wybuchowego na efekt sejsmiczny strzelania. Wydawnictwo IGSMiE PAN, Kraków. BHATTACHARYA J., NIKHIL K Laboratory scale modeling of single hole blasting. Journal Mines, Metal, Fuels., tom 39. BILIŃSKI A. i in Wyniki eksperymentalnego stosowania metody geofizycznej GOS-1 dla oceny skuteczności odprężenia górotworu w wytypowanej kopalni. Dokumentacja pracy badawczo-rozwojowej GIG, nr 01,4,01,02/87/2, Katowice. BRÄUNER G Gebigrsschläge und ihre Verhütung im Ruhrbergbau. 2. Auflage. Verlag Glückauf GmbH, Essen. CZERNIGOWSKIJ A.A Primienienijenaprawlennogowzrywa w gornomdiele i stroitielstwie. Moskwa, Izd. Niedra. DRELICH S Underground Nuclear Explosion Effects in Granite Rock Fracturing. Proc. Symp. On Eng. With Nuclear Explosives, Las Vegas, Nevada, pp DRZEWIECKI J Metanowość ścian a postęp eksploatacji [Methane emission from longwalls and its relationship to advance rate]. Archives of MiningSciences, 49(2), 2004, DRZEWIECKI J., MYSZKOWSKI J Nowe rozwiązania konstrukcji urządzeń do ukierunkowanego szczelinowania skał. Przegląd Górniczy nr 4. DUDEK J Technika strzelnicza w kopalniach węgla kamiennego. Katowice, Wydawnictwo Śląsk. FADJEJEW A.B Drobjaścieje i sejsmicieskoje dejstwie wzrywow na karierach. Moskwa, Izd. Niedra. FOGELSON D. E., DUVALL W. I., ATCHISON T. C Strain Energy in Explosion Generated Strain Pulses. BuMines Dept. of Inv. 5514, 17 pp. HANUKAJEW A.N Fiziczeskije procesy priotbojkie gornych porod zrywom. Moskwa, Izd. Niedra. KJU N.G., SZEPIELEW Ł.N Ustrojstwa dla proriezania w skważinach inicyrujuszczich szczelej. Uprawlenije gornym dawlenijem w kompleksjo miechanizirowannych zabojach. Institut Gornogo Dieła SO AN SSRR, Nowosybirsk. KONOPKO W Ukierunkowane hydroszczelinowanie skał (UHS). Przegląd Górniczy nr 6. KONOPKO W. i in Ukierunkowane hydroszczelinowanie skał i możliwości jego wykorzystania. Prace naukowe GIG nr 824, Katowice. MICHELIS J., MARGENBURG B Untersuchungen uber die mechanische auswirkung von wettersprengstoffen auf nachbarbohrloecher im steinkohlengebirge. Nobel Hefte, tom 052. MIELNIKOW W.N., MARCZENKO. L.N Energia wzrywa i konstrukcja zariada. Niedra, Moskwa.

25 Nr 2 PRZEGLĄD GÓRNICZY 23 NIEBORSKIJ W.M., CHARKIEWICZ S.M., ROMANOW J.W., BARANOW W.A Matiematiczeskaja modiel processa fluidrozrywa porod po zarodyszewojszczeli i posledujuszczego rozwitija fluidrotrieszcziny. Uprawlenije gornym dawlenijem w kompleksno- -miechanizirowanych zabojach. Institut Gronowo Dieła AN SSRR, Nowosybirsk. NIEROBISZ A Sonda aerometryczna jako narzędzie do badania szczelinowatości górotworu, Przegląd Górniczy nr 3. Praca zbiorowa Mechanika i rozruszenie gornych porod. Akademia Nauk Ukrainskoj CCP. Instytut geotechniczeskoj mechaniki. Izd. Naukowa Dumka, Kijew. RADIONOW W.N. i in Razruszenije i deformirowanieje twierdoj sriedy wzrywom. Wzrywnyje dieło, Sbornik nr 76/33, Moskwa, Izd. Niedra. SISKIND D.E., STECKLY R.C., OLSON J.J Fracturing in the zone around a blasthole, White Pine, Mich. Report of Investigations U.S. Bureau of Mines, Washington. SZYMUSIAK A Pneumatyczne ładowanie długich otworów strzałowych w KWK Bielszowice. Przegląd Górniczy nr 1. TKACZUK K.N Razruszjenie gornych porod wzrywom. Izd. Technika, Kijew. Artykuł wpłynął do redakcji październik 2016 Artykuł akceptowano do druku Zwiększajmy prenumeratę najstarszego czołowego miesięcznika Stowarzyszenia Inżynierów i Techników Górnictwa! Liczba zamawianych egzemplarzy określa zaangażowanie jednostki gospodarczej w procesie podnoszenia kwalifikacji swoich kadr! Zapraszamy do publikacji artykułów w wersji angielskojęzycznej

26 24 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Wybrane aspekty adaptacji zawodowej ratowników górniczych na podstawie badań ankietowych Selected aspects of occupational adaptation of rescue miners based on the questionnaire research Dr inż. Aneta Grodzicka* ) Dr inż. Marcin Krause* ) Treść: Publikacja podejmuje problematykę adaptacji zawodowej w górnictwie na przykładzie ratowników górniczych, zatrudnionych w podziemnych zakładach górniczych. Badania przeprowadzono w dwóch losowo wybranych kopalniach węgla kamiennego. Próba badawcza liczyła 52 i 48 ratowników górniczych, co stanowiło po 50% stanu ewidencyjnego załogi kopalnianych stacji ratownictwa górniczego. Do badań sondażowych wykorzystano autorski kwestionariusz ankiety, w którym poddano analizie opinie respondentów w zakresie organizacji adaptacji zawodowej ratowników górniczych oraz odczuć ratowników górniczych podczas adaptacji zawodowej. Abstract: The publication takes the issues of occupational adaptation in mining for example of rescue miners, employeed in underground coal mines. The study was conducted in two randomly selected hard coal mine, research sample consisted of 52 and 48 rescue miners, which accounted for 50% of the registration status of crew of mine stations of mine rescue. To survey research used original questionnaire, which analysed the respondents opinions in the organization of occupational adaptation of rescue miners and the feelings of rescue miners during occupational adaptation. Słowa kluczowe: górnictwo, ratownictwo górnicze, adaptacja zawodowa Key words: mining, mine rescue, occupational adaptation 1. Wstęp Zarówno akty prawne ogólne, jak i branżowe nie określają dosłownie przepisów dotyczących adaptacji zawodowej. Odnoszą się m.in. do podnoszenia kwalifikacji zawodowych oraz szkolenia w dziedzinie bezpieczeństwa i higieny pracy. Podstawę prawną ochrony pracy stanowi ustawa Kodeks Pracy (Ustawa 1974). Ogólne wymagania prawne dotyczące podnoszenia kwalifikacji zawodowych zawiera dział IV, rozdział III wskazanej ustawy, a przepisy szczegółowe Rozporządzenie Ministra Edukacji Narodowej z dnia 11 stycznia 2012 r. w sprawie kształcenia ustawicznego w formach pozaszkolnych (Rozporządzenie 2012). Ogólne wymagania prawne dotyczące szkolenia w dziedzinie bezpieczeństwa i higieny pracy zawiera również Kodeks Pracy dział X, rozdział VIII (Ustawa 1974). Natomiast przepisy szczegółowe przywołane już Rozporządzenie Ministra Edukacji Narodowej w tym m.in. zasady organizacji szkolenia wstępnego i okresowego. Podstawę prawną ochrony pracy w górnictwie * ) Politechnika Śląska, Gliwice stanowi ustawa Prawo Geologiczne i Górnicze (Ustawa 2011). Ogólne wymagania prawne dotyczące ratownictwa górniczego zawiera dział VI, rozdział 3 wskazanej powyżej ustawy, a przepisy szczegółowe reguluje Rozporządzenie Ministra Gospodarki z dnia 12 czerwca 2002 r. w sprawie ratownictwa górniczego w tym m.in. zasady organizacji służby ratownictwa górniczego przedsiębiorcy (Rozporządzenie 2002). Adaptacja zawodowa, zwana także wprowadzeniem do pracy lub przystosowaniem do pracy odnajduje się w zakresie szeroko pojętej edukacji zwłaszcza pedagogiki pracy. W innym ujęciu stanowi ważny element zarządzania zasobami ludzkimi zwłaszcza doboru pracowników, zwanego także doborem do pracy lub doborem zawodowym (Krause 2007). W kontekście podjętego w artykule tematu należy zauważyć, że problematyka doboru do pracy w górnictwie została podjęta m.in. w zakresie rekrutacji i selekcji pracowników (Bator i in. 2014) oraz w aspekcie psychologicznego doboru zawodowego (Nowak i in. 2004). Z kolei zagadnienia doboru do pracy w ratownictwie górniczym zostały przedstawione m.in. przez Gadowską i in.

27 Nr 2 PRZEGLĄD GÓRNICZY 25 w odniesieniu do systemu selekcji i szkoleń (Gadowska, Tausz 2012) oraz przez Majer i Nowak w aspekcie adaptacji zawodowej ratowników górniczych (Majer, Nowak 2011). Z kolei zasady organizacji adaptacji zawodowej z uwzględnieniem specyfiki osób młodych i mało doświadczonych opisali m.in.: Davies (2003), Kazenas (2012), Namysł i in. (2011) oraz Studenski (1996). Warto podkreślić, że podstawowym elementem adaptacji zawodowej są szkolenia w dziedzinie bezpieczeństwa i higieny pracy. Wskazaną tematykę reprezentują liczne źródła, w tym: Krause (2006), Kuśmierczyk, Krause (2006, 2009), Pakura, Ochman (2005). Z kolei zasady adaptacji zawodowej w zakładach górniczych zostały szeroko scharakteryzowane przez następujących autorów: Hetmańczyk, Tausz (2010), Krause (2007), Nowak i Tausz (2009), Pakura i in. (2009), Papciak i Krause (2011), Stefaniak i in. (2009), a także Szczygielska i Małobęcki (2010). Analiza procesu adaptacji nowo przyjętych pracowników w zakładach górniczych stwarza podstawy do postrzegania jego przebiegu w przekroju dwóch działań. Pierwszym z nich jest adaptacja zawodowa pracowników na stanowiska robotnicze poprzez instruktaż ogólny i stanowiskowy. Drugi obejmuje adaptację na stanowisku pracy oraz staż absolwentów szkół wyższych na stanowiska stażysty obejmujący staż ogólny i szczegółowy (Parciak, Krause 2011). Natomiast zasady organizacji adaptacji zawodowej w zakładach górniczych regulują przepisy wewnątrzzakładowe, w tym m.in. zarządzenia prezesa przedsiębiorstwa lub dyrektora zakładu górniczego oraz dokumentacje systemowe odnoszące się do procedur doboru pracowników, programu adaptacji zawodowej, programu instruktażu stanowiskowego. W tym kontekście należy podkreślić, że w kopalniach węgla kamiennego oprócz formalnych wymagań w zakresie wieku, stażu pracy, stanu zdrowia i predyspozycji psychologicznych oraz ukończenia kursu podstawowego dla kandydatów na ratowników górniczych nie występują szersze zasady adaptacji zawodowej dla potrzeb służby ratownictwa górniczego. Dotyczy to m.in. przepisów prawa branżowego czy prawa wewnątrzzakładowego oraz wymagań wynikających z dokumentacji zintegrowanego systemu zarządzania np. procedury, instrukcje, plany, programy adaptacji (Rozporządzenie 2002). 2. Metodyka badań Celem badań ankietowych było opracowanie diagnozy obejmującej wybrane aspekty adaptacji zawodowej ratowników w górnictwie węgla kamiennego. Autorska ankieta składa się z trzech zasadniczych części, którymi są: instrukcja wypełnienia ankiety, pytania oraz metryczka dotycząca charakterystyki respondenta. Badania miały charakter anonimowy. Kwestionariusz ankiety obejmował 13 pytań, które podzielono na dwie części: ratownicy górniczy a zasady organizacji adaptacji zawodowej oraz ratownicy górniczy a relacje interpersonalne podczas adaptacji zawodowej. Badania ankietowe przeprowadzono na początku 2016 r. w dwóch wybranych kopalniach węgla kamiennego metodą ankiety audytoryjnej. Celowa próba badawcza liczyła 52 oraz 48 ratowników górniczych, co stanowiło po 50% stanu ewidencyjnego załogi kopalnianych stacji ratownictwa górniczego. Ratownicy podczas ćwiczeń zostali zapoznani z celem badań i narzędziem badawczym oraz metodą upowszechnienia wyników badań. 3. Wyniki badań 3.1. Ratownicy górniczy a zasady organizacji adaptacji zawodowej W pierwszej części badań ratownicy górniczy wyrazili swoje opinie w zakresie zasad organizacji adaptacji zawodowej. Zbiorcze zestawienie wyników tej części badań zawiera tab. 1. Wyniki uszczegółowione w odniesieniu do zadanych pytań zilustrowano na rys W kwestii organizacji adaptacji zawodowej ratowników górniczych respondenci jednoznacznie uznali ją za zadawalającą 92% oraz 75% odpowiedzi. Jedynie co 13 i co czwarty z badanych ratowników górniczych był przeciwnego zdania rys. 1. Natomiast oceny dotyczące pierwszego okresu pracy ratowników górniczych w kontekście wiążących się z nią trudności nie uprawniają do jednoznacznego rozstrzygnięcia badanej kwestii. Rozkład odpowiedzi potwierdzających lub negujących trudności jest zbliżony, co jednoznacznie ilustruje rys. 2. Udzielone przez respondentów odpowiedzi dotyczące kwestii zaangażowania współpracowników w proces adaptacji zawodowej młodszych kolegów wyraźnie pokazują, że mogą oni liczyć na pomoc i wsparcie (94% i 85% odpowiedzi na Tak ). Akcentowane w odpowiedziach wsparcie udzielane młodszym kolegom wchodzącym w proces adaptacji zawodowej oparte jest przede wszystkim na udzielaniu pomocy i wsparcia przez członków zastępu ratowniczego tylko co 17 oraz co 7 ankietowany był przeciwnego zdania (rys. 3). W odpowiedziach dotyczących kwestii pytań stawianych przez uczestników procesu adaptacji zawodowej w celu omówienia i uszczegółowienia jego prawidłowego przebiegu wyraźnie ujawnia się ich znaczenie. Odpowiednio 96% oraz 88% uczestników badań zadeklarowało, że w badanym procesie adaptacji zawodowej są omawiane pytania związane z pracą zawodową ratowników górniczych (rys. 4). Tabela 1. Wyniki odpowiedzi na pytania dotyczące organizacji adaptacji zawodowej ratowników górniczych Table 1. Results of answers to questions concerning the organization of professional adaptation mine rescuers Numer pytania Próba badawcza 1, N=52 Próba badawcza 2, N=48 Odpowiedź Tak Odpowiedź Nie Odpowiedź Tak Odpowiedź Nie Źródło: opracowanie własne

28 26 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Rys. 1. Czy uważa Pan adaptację zawodową w ratownictwie górniczym za zadawalającą? Fig. 1. Do you think the adaptation of professional mine rescue as satisfactory? Rys. 2. Czy pierwszy okres pracy uważa Pan za trudny? Fig. 2. Is the first period of work do you find difficult? Rys. 3. Czy mógł Pan liczyć na pomoc i wsparcie od kolegów? Fig. 3. Are you able to expect help and support from colleagues? Kwestię dotyczącą roli opiekuna wprowadzającego młodego adepta do pracy w ratownictwie górniczym respondenci badań uznali za jednoznacznie rozstrzygniętą i niepodlegającą krytyce. Ogółem ankietowani uznali, że jest ona nie do przecenienia i nie do zastąpienia. Rozkład uzyskanych z badań ocen prezentuje rys. 5. W kolejnym pytaniu została podjęta kwestia dokładnego omawiania w procesie adaptacji zawodowej obowiązków

29 Nr 2 PRZEGLĄD GÓRNICZY 27 Rys. 4. Czy podczas adaptacji zawodowej były omawiane Pana pytania związane z pracą? Fig. 4. Does the professional adaptation were discussed your questions related to the work? Rys. 5. Czy opiekun wprowadzający do pracy był do Pana pozytywnie nastawiony? Fig. 5. Is the guardian introductory work was to you positive attitude? Rys. 6. Czy opiekun wprowadzający do pracy dokładnie omawiał Pana obowiązki? Fig. 6. Is guardian introductory work thoroughly discuss your responsibilities? ratowników górniczych. Ten zakres problemowy również został uznany przez ankietowanych za znaczący dla przyszłych zachowań i postaw służb ratowniczych. Taką opinię wyraziło odpowiednio 98% i 96% badanych (rys. 6) Ratownicy górniczy a relacje interpersonalne podczas adaptacji zawodowej W drugiej części badań poddano ocenie respondentów relacje interpersonalne zachodzące w procesie adaptacji zawodowej ratowników górniczych. Zbiorcze zestawienie wyników

30 28 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Tabela 2. Wyniki odpowiedzi na pytania dotyczące odczucia ratowników górniczych podczas adaptacji zawodowej Table 2. Results of answers to questions about feelings of mine rescuers during retraining Numer pytania Kopalnia 1 Kopalnia 2 Odpowiedź Tak Odpowiedź Nie Odpowiedź Tak Odpowiedź Nie Źródło: opracowanie własne odpowiedzi dla dwóch badanych populacji zawiera tab. 2, a wyniki odpowiedzi na poszczególne pytania przedstawiono na rys W pierwszym z pytań dotyczących relacji interpersonalnych zachodzących w procesie adaptacji zawodowej ratowników górniczych respondenci zostali poproszeni o wyrażenie opinii dotyczących rozmów wprowadzających do pracy w ratownictwie górniczym. Zdaniem ankietowanych tego typu rozmowy mają miejsce i posiadają charakter koleżeńskich kontaktów (rys. 7). Głównym motywatorem tych rozmów jest potrzeba bezpośredniego niesienia pomocy nowym członkom zastępu ratowniczego. W kontekście uzyskanych wyników należy jednak zaznaczyć, że z uwagi na ich rozkład procentowy nie należy przypisywać rozmowom wprowadzającym do pracy w ratownictwie górniczym zbyt dużego znaczenia. Jest to raczej wynik swobodnych kontaktów interpersonalnych opartych na wzajemnych relacjach, a nie metodycznych przesłankach. Kolejny obszar poznawczy w badaniach dotyczył czynnika strachu wynikającego z niewywiązywania się z obowiązków ratownika górniczego. Uzyskane wyniki wyraźnie wskazują na samodyscyplinę i dużą odpowiedzialność członków zastępu górniczego. Zaledwie co trzeci i co trzynasty z uczestników badania wskazywał na strach, uznając go za czynnik wynikający z niewywiązywania się z obowiązków ratownika górniczego. Zdecydowana większość badanych stwierdzała, że wywiązuje się ze swoich obowiązków odpowiednio i nie odczuwa strachu. Rys. 7. Czy rozmawiał Pan o adaptacji zawodowej ze swoimi kolegami z pracy? Fig. 7. Are you talking about the professional adaptation with their colleagues? Rys. 8. Czy odczuwał Pan strach przed niewywiązaniem się z obowiązków? Fig. 8. Do you feel the fear of failure to meet obligations?

31 Nr 2 PRZEGLĄD GÓRNICZY 29 W kontekście pytania o odczuwanie dyskomfortu wynikającego z bycia najmłodszym członkiem zespołu ratownictwa górniczego, można na podstawie uzyskanych odpowiedzi stwierdzić, że nie jest to czynnik decydujący o zachowaniach i postawach ratowników górniczych. Potwierdza to nieduża liczba odpowiedzi, w których badani wyrażali taką opinię (rys. 9). Za bardzo ważny czynnik kształtujący relacje interpersonalne w zespole ratownictwa górniczego należy uznać udzielanie koleżeńskiej wzajemnej pomocy w procesie adaptacji zawodowej. Potwierdziły to odpowiedzi potwierdzające, że koledzy z zastępu ratowniczego pomagali sobie nawzajem w czasie trwania adaptacji zawodowej. Dowodzi to, że wprowadzenie do pracy w służbie ratownictwa górniczego jest oparte nie tylko na kierującej roli przełożonych, ale także wzajemnej, bezpośredniej współpracy i pomocy (rys. 10). Kolejnym obszarem poznawczym podjętym w badaniach była kwestia bezpieczeństwa pracy w zastępie ratownictwa górniczego. Uczestnicy badania wymownie stwierdzili, że czują się bezpiecznie podczas realizacji zadań ratowniczych. Ich kluczową determinantą jest obecność w zastępie kolegów. Dalszymi czynnikami kształtującymi bezpieczeństwo są posiadane przez ratowników specjalistyczne kwalifikacje zawodowe oraz wyposażenie techniczne i metody współpracy w zastępie ratowniczym (rys. 11). W przedostatnim pytaniu skierowanym w badaniach do respondentów podjęta została kwestia współpracy koleżeńskiej w zastępie ratowniczym. Uczestnicy badania uznali, że zakreślone pytaniem ankietowym zagadnienie nie podlega interpretacji, będąc oczywistym desygnatem warunkującym bezpieczeństwo pracy zastępu ratownictwa górniczego. Ogół badanych ratowników uznał, że w każdej chwili swojej pracy zawodowej może liczyć na koleżeńską współpracę i pomoc. W kończącym badania pytaniu ankietowym została podjęta kwestia oceny czynnika zadowolenie z adaptacji zawodowej. Również i w tym pytaniu uczestnicy badania stwierdzili, że są w pełni zadowoleni z przebiegu procesu adaptacji zawodowej, w ratownictwie górniczym (rys. 12). 4. Wnioski Uzyskane z badań wyniki można uznać za obiektywnie oceniające sytuację w służbach ratownictwa górniczego. Objęły one dwa obszary poznawcze: zasady organizacji adaptacji zawodowej w ratownictwie górniczym i relacje interpersonalne zachodzące podczas adaptacji zawodowej młodych kadr ratowniczych. Jak wskazują liczne badania, adaptacja zawodowa w ratownictwie górniczym jest czynnikiem decydującym o postawach i zachowaniach ratowników. Od jej organizacji Rys. 9. Czy odczuwa Pan dyskomfort, iż jest najmłodszym w zespole? Fig. 9. Do you feel uncomfortable, that is the youngest in the band? Rys. 10. Czy koledzy z zastępu pomogli Panu w adaptacji zawodowej? Fig. 10. Is mates helped you in the ranks of professional adaptation?

32 30 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Rys. 11. Czy czuje się Pan bezpiecznie przy kolegach z zastępu? Fig. 11. Do you feel safe with colleagues from the ranks? Rys. 12. Czy jest Pan zadowolony z adaptacji zawodowej? Fig. 12. Are you satisfied with the professional adaptation? i przebiegu uzależniony jest proces kształtowania charakteru i zrozumienia misji jaką niesie ratownictwo górnicze przez młodych adeptów trudnej sztuki wykonywania zawodu górnika (Stan 2011). Na podstawie przeprowadzonych badań ankietowych jak zostało już zaznaczone wcześniej wśród ratowników górniczych na grupie 100 respondentów, w dwóch losowo dobranych kopalniach węgla kamiennego, można stwierdzić pozytywne postrzeganie zarówno zasad organizacji adaptacji zawodowej ratowników górniczych, jak i relacji interpersonalnych zachodzących podczas adaptacji zawodowej młodych kadr. Powyższy wniosek obiektywizują następujące przesłanki. W procesie adaptacji zawodowej ważną rolę odgrywa dokładne omawianie obowiązków zawodowych, którym uczestnicy badań przypisali duże znaczenie w kształtowaniu postaw i rozwoju zawodowego ratowników górniczych. Wiąże się to z następującymi czynnikami: pozytywnym odbiorem (zadowoleniem) organizacji adaptacji zawodowej w ratownictwie górniczym, możliwością liczenia na pomoc i wsparcie kolegów podczas adaptacji zawodowej, bezwzględnym poczuciem dużej odpowiedzialności za wykonywane w drużynie ratowniczej obowiązki zawodowe, brakiem jakichkolwiek form dyskryminacji zawodowej z uwagi na wiek bycie najmłodszym ratownikiem w zespole. W tym kontekście należy zauważyć, ze poczucie bezpieczeństwa zawodowego ratowników górniczych determinują trzy kluczowe czynniki, którymi są: wzajemne wspieranie się ratowników górniczych i niezawodna współpraca podczas wykonywania zadań zawodowych oraz wzajemna odpowiedzialność za ich realizację. Literatura BATOR A., FUKSA D., ŚLÓSARZ M Rekrutacja i selekcja pracowników w kopalniach węgla kamiennego. Przegląd Górniczy nr 9, s DAVIES P Adaptacja zawodowa. Wydawnictwo Petit, Warszawa. GADOWSKA K., TAUSZ K System rekrutacji do ratownictwa górniczego oraz system szkoleń w ratownictwie w opiniach przedstawicieli wyższego dozoru kopalń. Bezpieczeństwo Pracy i Ochrona Środowiska w Górnictwie nr 3, s HETMAŃCZYK P., TAUSZ K Koszty pozyskania specjalistycznej kadry górniczej. Bezpieczeństwo Pracy i Ochrona Środowiska w Górnictwie nr 5, s

33 Nr 2 PRZEGLĄD GÓRNICZY 31 KAZENAS A Organizacja procesu adaptacji zawodowej młodych pracowników. Bezpieczeństwo Pracy nr 3, s KRAUSE M Adaptacja zawodowa w górnictwie dla potrzeb wymagań bezpieczeństwa i higieny pracy. Szkoła Eksploatacji Podziemnej, s KRAUSE M Rola kwalifikacji i szkolenia w systemie zarządzania bezpieczeństwem i higieną pracy w zakładach górniczych. Przegląd Górniczy nr 5, s KUŚMIERCZYK W., KRAUSE M Organizacja i ocena szkolenia w dziedzinie bezpieczeństwa i higieny pracy. Szkoła Eksploatacji Podziemnej, s KUŚMIERCZYK W., KRAUSE M Organizacja szkoleń w systemie zarządzania bezpieczeństwem i higieną pracy w kopalni Wujek. Wiadomości Górnicze nr 12, s MAJER M., NOWAK K Jak się zostaje ratownikiem górniczym? wyniki sondażu. Bezpieczeństwo Pracy i Ochrona Środowiska w Górnictwie nr 12, s NAMYSŁ A., PAWŁOWSKA-CYPRYSIAK K., MALIŃSKA M., BUGAJSKA J Młody pracownik - bezpieczny start pod skrzydłami pracodawcy. Bezpieczeństwo Pracy nr 10, s NOWAK K., MARTYKA J., TAUSZ K Organizacyjne i prawne podstawy psychologicznego doboru zawodowego do pracy w górnictwie. Bezpieczeństwo Pracy i Ochrona Środowiska w Górnictwie nr 8, s NOWAK K., TAUSZ K Projektowanie procesu adaptacji do pracy nowych górników na przykładzie kopalń Kompanii Węglowej S.A. Przegląd Górniczy nr 11-12, s PAKURA A., NIEŁACNY P., PAJOR M Adaptacja zawodowa pracowników przyjmowanych do pracy w kopalniach Kompanii Węglowej S.A. - metody realizacji, rezultaty i problemy. Szkoła Eksploatacji Podziemnej, s PAKURA A., OCHMAN G Nowoczesne metody szkolenia w dziedzinie bhp w kopalniach i zakładach Kompanii Węglowej S.A. Wiadomości Górnicze nr 11, s PAPCIAK R., KRAUSE M Adaptacja zawodowa nowo przyjętych pracowników na stanowiska robotnicze w kopalni Bielszowice. Wiadomości Górnicze nr 11, s STEFANIAK A., PAKURA A., KOWALKOWSKI W System szkoleń wstępnych w dziedzinie bezpieczeństwa i higieny pracy oraz adaptacji zawodowej w zakładach górniczych Kompanii Węglowej S.A. Bezpieczeństwo Pracy i Ochrona Środowiska w Górnictwie nr 3, s STUDENSKI R Organizacja bezpiecznej pracy w przedsiębiorstwie. Wydawnictwo Politechniki Śląskiej, Gliwice. SZCZYGIELSKA A., MAŁOBĘCKI E Metody socjalizacji adeptów górnictwa na przykładzie działań Katowickiego Holdingu Węglowego S.A. Bezpieczeństwo Pracy nr 7-8, s Rozporządzenie Ministra Edukacji Narodowej z dnia 11 stycznia 2012 r. w sprawie kształcenia ustawicznego w formach pozaszkolnych (Dz.U. z 2012 r. poz. 186, z późn. zm.). Rozporządzenie Ministra Gospodarki i Pracy z dnia 27 lipca 2004 r. w sprawie szkolenia w dziedzinie bezpieczeństwa i higieny pracy (Dz.U. z 2004 r. Nr 180, poz. 1860, z późn. zm.). Rozporządzenie Ministra Gospodarki z dnia 12 czerwca 2002 r. w sprawie ratownictwa górniczego (Dz.U. z 2002 r. Nr 94, poz. 838, z późn. zm.). Stan bezpieczeństwa i higieny pracy w górnictwie w 2011 roku, WUG, Katowice Ustawa z dnia 26 czerwca 1974 r. Kodeks pracy (Dz.U. z 2014 r. poz. 1502, z późn. zm.). Ustawa z dnia 9 czerwca 2011 r. Prawo geologiczne i górnicze (Dz.U. z 2016 r. poz. 1131). Artykuł wpłynął do redakcji grudzień 2016 Artykuł akceptowano do druku

34 32 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Magazynowanie CO 2 w pokładach węgla i jego konkurencyjna sorpcja z CH 4 - analiza teoretyczna Storage of CO 2 in the coal beds and its competitive sorption with CH 4 theoretic analysis Dr inż. Grzegorz S. Jodłowski* ) Treść: Przedmiotem badań była symulacja izoterm sorpcji mieszanin gazowych CO 2 +CH 4, której wyniki ewaluowane były na eksperymentalnych izotermach sorpcji tych gazów w zakresie ciśnień do 3,4 MPa. Wyniki obliczeń zostały wykorzystane do zgrubnego szacowania pojemności magazynowej złóż węgla w Polsce ze względu na dwutlenek węgla na poziomie 30 do 200 milionów Mg oraz potencjalnych możliwości odzyskania metanu. Rzeczywista pojemność może być wyższa, ze względu na wyższe ciśnienia panujące na większych głębokościach zalegania złoża. Do obliczeń wykorzystano Model Sorpcji Wielorakiej (MSW) wraz z jego rozszerzeniem do sorpcji mieszanin gazowych. Przeanalizowano zestaw siedmiu próbek węgli kamiennych o różnym stopniu uwęglenia z klas od 31 do 42. Potwierdzono występowanie mechanizmu konkurencyjnej sorpcji, tak ze względów energetycznych, jak i geometrycznych, dla metanu i dwutlenku węgla. Symulacje izoterm indywidualnych gazów pozwalają stwierdzić efekty różnych wariantów permeacji gazów w złożu i ich wpływ na pojemność magazynową złoża. Natomiast symulowane izotermy sorpcji z mieszaniny CO 2 +CH 4 dają obraz potencjalnych możliwości odzyskiwania metanu. Wstępne wyniki pozwalają stwierdzić, że złoża węgli w Polsce pozwalają zmagazynować letnią produkcję dwutlenku węgla (przy ciśnieniu zatłaczania około 3 MPa) przeciętnej elektrociepłowni o mocy rzędu 300 MW z możliwością odzyskania naturalnie zmagazynowanego w złożu metanu. Abstract: The present study was designed to simulate sorption isotherms gas mixture of CH 4 + CO 2, the results were evaluated with experimental sorption isotherms of the gases in the pressure up to 3.4 MPa. The calculation results are used for rough estimation of the storage capacity of coal deposits in Poland In the relation to carbon dioxide on the level of 30 to 200 million Mg and the potential to recover methane. Actual capacity may be higher due to the higher pressure prevailing at deeper layers of deposit. The Multiple Sorption Model (MSW) and its extension to the sorption of gas mixtures are used for calculations. Set of seven samples of coals of different ranks from 31 to 42 (accordingly to Polish Coal Classification) was analyzed. The presence of competitive adsorption mechanism for both energy and geometric reasons for methane and carbon dioxide is confirmed. Simulations isotherms of individual gases allow to estimate the effects of different variants of permeation of gases in the coal bed and their effect on the gas storage capacity of the deposit. Moreover, the simulated sorption isotherms of the mixture CO 2 + CH 4 exemplify of the potential methane recovery. Preliminary results allow to conclude that the deposits of coal in Poland gives the possibility to store years of production of carbon dioxide (with injection pressure of about 3 MPa) for average power plant with a power capacity of 300 MW with the possibility to recover naturally stored in the bed methane. Słowa kluczowe: sorpcja, modelowanie, węgiel kamienny, dwutlenek węgla, sekwestracja, odzysk metanu Key words: sorption, modeling, hard coal, carbon dioxide, sequestration, methane recovery 1. Wprowadzenie Metan oraz dwutlenek węgla naturalnie występują w pokładach węgla, stanowiąc zagrożenie podczas eksploatacji złóż. Obecność tych gazów w masie węglowej może powodować ryzyko wybuchu metanu lub wyrzutu gazów i skał w wyniku lawinowej desorpcji i pojawiania się naprężeń w substancji węglowej. Stwarza to konieczność odpowiedniej kontroli i wentylacji wyrobiska kopalni, w szczególności w najbardziej nasyconych metanem partiach złoża. Rozważa się możliwość wykorzystania mieszaniny gazów wentylacyjnych zawierających metan w charakterze nośnika paliwa gazowego (Sztekler, Wójcik 2014, 2015). Z drugiej strony, dwutlenek węgla wytwarzany podczas procesów wydo- * ) AGH w Krakowie bywczych, przetwórczych oraz produkcji energii stanowi zanieczyszczenie atmosfery, przyczyniając się do antropogenicznego efektu cieplarnianego. Możliwymi rozwiązaniami tego problemu są m.in. obniżanie bezpośrednie emisji poprzez rozwój technologii niskoemisyjnych lub przechwytywanie CO 2 z jego późniejszą utylizacją. Utylizacja dwutlenku węgla może oznaczać chemiczną konwersję tej substancji do użytecznych związków chemicznych (w tym paliw), mineralną karbonatyzację (wiązanie z substancjami mineralnymi, w tym także odpadowymi, np. popiołami) (Mokrzycki, Uliasz-Bocheńczyk 2014, Uliasz-Bocheńczyk, Mokrzycki 2013), zatłaczanie do wyeksploatowanych złóż ropy naftowej z jednoczesną intensyfikacją wydobycia (EOR Enhanced Oil Recovery), rozpuszczanie w głębokich warstwach wód morskich i oceanicznych oraz składowanie w pokładach solankowych lub porowatych strukturach geologicznych

35 Nr 2 PRZEGLĄD GÓRNICZY 33 (Jodlowski, Davidova 2015, Świnder, Uliasz-Bocheńczyk 2010, Tarkowski, Uliasz-Misiak 2003) Jednym z pomysłów na ograniczenie emisji CO 2 jest jego przechwytywanie i magazynowanie w strukturach geologicznych (sekwestracja), w tym w nieeksploatowanych złożach węgla kamiennego. (Baran i in. 2014a, 2014b, Corum i in. 2013, Gentzis 2006, Haljasmaa i in. 2011, Jodlowski, Davidova 2015, Krzemień i in. 2015, Majewska i in. 2014, Rodrigues i in. 2014, Zarębska i in. 2010). Przyjętą praktyką w opracowaniach naukowych jest użycie modelu złoża nasyconego metanem z jego rozszerzeniem do magazynowania dwutlenku węgla (CO2-ECBM, tj. CO2- Enhanced Coal Bed Methane). Podejście to wymaga danych o metanonośności próbek pobranych ze złoża węglowego (in situ), a więc dokonania odwiertów i zbadania zawartości metanu w próbkach oraz podnosi koszty. Jednocześnie daje bardzo miarodajną prognozę produkcji metanu, co przy założeniach odnośnie konkurencyjności sorpcji metanu i dwutlenku węgla pozwala oszacować pojemność sorpcyjną danej lokalizacji. Wiadomym jest, że wzmożona produkcja metanu jest możliwa dla wysokich ciśnień zatłaczania dwutlenku węgla, co jest niekorzystne ze względu na koszty sprężania tego gazu. Modele oparte o podejście Coal Bed Methane bazują na założeniu o wysokich ciśnieniach zatłaczania (Baran i in. 2014b, Baran i in. 2014c, Perera i in. 2015, Zhang, Song 2012). Innym sposobem przewidywania pojemności magazynowej dwutlenku węgla i produkcji metanu jest pomiar sorpcji tych dwóch gazów w instalacji laboratoryjnej na próbkach węgla pobranych z kopalni (ex situ) oraz modelowanie sorpcji z wykorzystaniem narzędzi numerycznych. Pomiar izotermy sorpcji metanu i dwutlenku węgla pozwala spojrzeć w istotę procesu sorpcji każdego z tych gazów; wyznaczenie izotermy sorpcji z mieszaniny tych gazów daje sposobność określenia mechanizmu konkurencyjnej sorpcji. Natomiast modelowanie sorpcji na podstawie praw fizykochemicznych pozwala sprawdzić hipotezy odnośnie konkurencyjnej sorpcji. W tym opracowaniu wykorzystano Model Sorpcji Wielorakiej (Jodlowski, Wójcik 2014) do symulacji izoterm sorpcji metanu i dwutlenku węgla (indywidualnych gazów oraz mieszaniny). Efekty symulacji ewaluowane były za pomocą izoterm empirycznych uzyskanych z eksperymentu opisanego w rozdziale 3 oraz z literatury (Ceglarska-Stefańska 1990, Nodzeński 1998) aż do uzyskania zadowalającego wyniku symulacji. Zadowalający wynik symulacji oznacza satysfakcjonujące odwzorowanie zmierzonej izotermy sorpcji przez izotermę symulowaną przy zachowaniu parametrów strukturalnych węgla zgodnych ze znanymi tendencjami (rys. 1). Następnie uzyskane rezultaty odnośnie parametrów sorpcji wykorzystano do teoretycznego oszacowania potencjału magazynowego. 2. Węgiel kamienny jako magazyn gazu Węgiel jest skomplikowaną substancją o charakterze kopolimeru organicznego powstałego na skutek przemian geochemicznych. Jego geneza powoduje także występowanie substancji mineralnej, której właściwości sorpcyjne są zaniedbywalne w porównaniu z właściwościami substancji węglowej. Z punktu widzenia modelowania sorpcji składniki masy węglowej podzielono na grupy (komponenty): domeny arenowe - quasi-krystaliczne utwory zbudowane z połączonych płytek zawierających skondensowane pierścienie benzenowe: ich wielkość, budowa i udział molowy zależy od stopnia przeobrażenia substancji węglowej - parametry te pozostają w relacji wzrostowej do stopnia uwęglenia (rys. 1); połączone łańcuchy alifatyczne, alicykliczne i heterocykliczne: ich udział molowy także pozostaje w relacji wzrostowej do stopnia uwęglenia; luźne łańcuchy alifatyczne, alicykliczne i heterocykliczne o udziale molowym spadającym wraz ze wzrostem uwęglenia substancji węglowej (rys. 1); pory (szczególnie submikropory): otwory w substancji węglowej stanowiące centra sorpcyjne dla cząsteczek sorbatu; domieszki mineralne: utwory pochodzące z domieszkowania basenu sedymentacyjnego przez naturalne substancje mineralne (Jodlowski, Wójcik 2013). Dwa pierwsze komponenty stanowią sieć makromolekularną węgla tworząc ograniczenie sztywną strukturę Rys. 1. Tendencje zmian udziału molowego komponentów struktury kopolimeru węglowego; linia zielona (+) - udział submikroporów, linia niebieska (Δ) - udział łańcuchów luźnych, linia czerwona (O) - udział domen arenowych Fig. 1. Tendencies of the mole ratio in the coal copolymer structure: green line (+) ratio of submicropores, blue line (Δ) ratio of unconnected chains, red line (O) ratio of arene domains

36 34 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 obejmującą całą objętość masy węglowej. Przemieszczenie obiektów fazy makromolekularnej związane jest z pokonaniem dużych sił kohezji, a zatem wymaga dużej energii. Trzeci składnik stanowi elastyczną fazę molekularną, której obiekty mogą się przemieszczać wewnątrz sieci makromolekularnej w pewnych warunkach. Energia potrzebna na pokonanie sił kohezji fazy molekularnej jest zdecydowanie mniejsza niż dla fazy makromolekularnej. Pory występujące w substancji węglowej są wysokoenergetycznymi kontaktami dla cząsteczek sorbatu (szczególnie submikropory - otwory porównywalne z wielkością molekuły sorbatu). Submikropory stanowią najbardziej istotny składnik sorbentu węglowego ze względu na wysokie energie kontaktu z molekułami sorbatu oraz dużą ich liczbę (znakomita większość powierzchni jest tworzona przez submikropory). W skali molekularnej oddziaływania cząsteczek sorbatu z elementami struktury węglowej (segmentami lub całymi obiektami, jak w przypadku submikroporów) odbywa się poprzez kontakty, czyli miejscami styku hipotetycznych sfer, z których składa się cała przestrzeń, tworzących wirtualną sieć. Zajmowanie danej klatki sieci przez dwa obiekty jest wykluczone za wyjątkiem porów i cząsteczek sorbatu. Wartość energii kontaktu oraz liczba kontaktów decyduje o przydzieleniu cząsteczki do podukładu sorpcyjnego. Maksymalna liczba kontaktów w takiej sieci wynosi ξ=12 (stała sieci jak w układzie warstw kul leżących na sobie, w którym każda kula może stykać się maksymalnie tylko z 12 innymi kulami sześcioma w swojej warstwie, trzema z warstwy wyższej i trzema z warstwy niższej) i jest osiągana tylko w podukładzie absorpcyjnym. W podukładzie rozszerzalnościowym zawiera się zazwyczaj w zakresie 6<ξ<12 i w obu segmenty mają kontakty o charakterze kohezyjnym, w podukładzie rozszerzalnościowym pojawiają sie także kontakty segmentów o charakterze adhezyjnym. Natomiast w podukładzie adsorpcyjnym liczba kontaktów wynosi zazwyczaj ξ<6 i mają one charakter adhezyjny. Powyższy schemat opisuje idealny układ sorpcyjny, w rzeczywistości zarówno liczby kontaktów, jak i ich charakter mogą odbiegać nieznacznie od podanych ograniczeń teoretycznych, co zostało uwzględnione w modelu. Na skutek kontaktów cząsteczek sorbatu w układach absorpcyjnym i rozszerzalnościowym następuje zmiana energii kontaktów (w ujęciu statystycznym), podobnie wzajemne kontakty cząsteczek adsorbatu na powierzchni obniżają energię kontaktów adhezyjnych. Ponadto, w przypadku skomplikowanego kształtu submikroporów liczba kontaktów, w podukładzie adsorpcyjnym może być nieco wyższa (stosy odbiegające od założeń teorii Brunauera-Emmeta-Tellera). Zagadnienie to, zwane heterogenicznością powierzchni, jest tematem odrębnych rozważań. (Duda i in. 2013, Jodlowski i in. 2016, Milewska i in. 2014). Występujące w masie węglowej wtrącenia mineralne oraz domeny arenowe wprowadzają objętość niedostępną dla cząsteczek sorbatu, co obniża entropię układu. Opisana powyżej struktura decyduje o występowaniu w masie węglowej trzech typów zjawisk: adsorpcji, czyli lokowania cząsteczek na powierzchni, absorpcji - ulokowaniem cząsteczek w objętościowej fazie węgla z wytworzeniem otworu, którego wcześniej nie było oraz ekspansji (rozszerzalności), podczas której istniejące submikropory zostają powiększone w trakcie lokowania tam cząsteczek sorbatu ze względów geometrycznych (dla submikroporów mniejszych od molekuł sorbatu) lub energetycznych (dla submikroporów o rozmiarze molekuł sorbatu, ale w sytuacji gdy występuje zawada energetyczna, np. polarność sorbatu). Dwa ostanie typy zjawisk występują z pokonaniem sił kohezji sorbentu i związane są ze zmianą położenia lub kształtu drugiego i trzeciego komponentu struktury węglowej (łańcuchy połączone i luźne). Domeny arenowe uważa się za sztywne do tego stopnia, że ich budowa nie może się zmieniać pod wpływem sorpcji (absorpcji). Analiza entalpii i entropii układu sorpcyjnego z uwzględnieniem powyższych założeń prowadzi do termodynamicznych równań sorpcji w podukładach sorpcyjnych i pozwala wyznaczyć dystrybucję cząsteczek sorbatu pomiędzy poszczególne podukłady sorpcyjne. Możliwość ta jest o tyle istotna, że molekuły sorbatu mogą migrować w objętości złoża w podukładach absorpcyjnym i rozszerzalnościowym, natomiast w układzie adsorpcyjnym tylko poprzez system spękań w skale węglowej. Model Sorpcji Wielorakiej (MSW) (Jodłowski 2000, Jodlowski i in. 2007, Milewska i in. 2014), którego założenia opisane zostały powyżej, umożliwia symulację izoterm sorpcji w podukładach, włącznie z rozdziałem izoterm adsorpcji na mono- i wielowarstwową. W skali makro skała węglowa nie jest ośrodkiem ciągłym, lecz występują w niej szczeliny i spękania. Taka struktura ujęta jest w modelu blokowym (butt cleat, face cleat) skały węglowej. Szczeliny i spękania stanowią potencjalne kanały, którymi metan i dwutlenek węgla mogą migrować wewnątrz depozytu, a także poza jego obręb. Istotnym parametrem oceny przydatności pokładu do magazynowania gazu jest nieprzepuszczalność skał nadkładowych. Z drugiej strony gaz obecny w złożu (metan oraz dwutlenek węgla, biogeniczny i termogeniczny) powodują pęcznienie substancji węglowej. Doświadczenie wykazało, że kilka dób po zatłoczeniu gazu następuje znaczący spadek strumienia gazu przepływającego przez strukturę węglową, tym samym następuje samouszczelnienie złoża (Haljasmaa i in. 2011, Moore 2012). 3. Sposób badań próbek węgli Pomiary izoterm sorpcji zostały przeprowadzone w laboratorium sorpcji wysokociśnieniowej. Próbki węgli z polskich kopalń zostały rozdrobnione do ziarna o rozmiarach 0,2 mm i odsiane. Naważkę węgla o masie ok. 0,5 kg wprowadzono do ampułki aparatury pomiarowej i odgazowywano do próżni statycznej rzędu 1 Pa przez 24 godziny. Pomiaru sorpcji dokonywano poprzez dodanie określonej ilości gazu i wyczekiwanie aż do osiągnięcia równowagi sorpcyjnej, przy czym kryterium osiągnięcia równowagi termodynamicznej było utrzymywanie stałego ciśnienia i temperatury. Kolejny punkt otrzymywano poprzez dozowanie kolejnej ilości gazu z powtórzeniem procedury uzyskania równowagi sorpcyjnej. Podczas obliczeń wartości sorpcji uwzględniono nieidealność gazu, stosując równanie Beattie-Bridgemana. Ilość zasorbowaną obliczano z różnicy ciśnień przed i po sorpcji, przy uwzględnieniu objętości martwej aparatu (wyznaczonej przez odjęcie objętości ziaren węgla od całkowitej objętości aparatu) (Jodlowski i in. 2007, Nodzeński 1996) Ilość zaadsorbowana wyliczana była w Nm 3 /g próbki węgla, a następnie dla potrzeb modelu została przeliczona na jednostkę mmol/g. 4. Wyniki obliczeń Do badania wykorzystane zostały próbki węgli, których parametry zostały przedstawione w tab. 1. W modelowaniu wykorzystane zostały izotermy sorpcji dwutlenku węgla i metanu, a w wybranych przypadkach także pary wodnej. W wyniku użycia modelu MSW otrzymano zestaw parametrów identyfikujących struktury badanych próbek węgli oraz opisujących proces sorpcji. Zastosowano procedurę niezmienniczą obliczeń, w której uzyskane parametry struktury przy analizie sorpcji kilku sorbatów dają zwiększoną pewność

37 Nr 2 PRZEGLĄD GÓRNICZY 35 Tabela 1. Parametry badanych próbek węglowych Table 1. Parameters of investigated hard coal samples d He [g/cm 3 ] d Hg [g/cm 3 ] Analiza techniczna Analiza elementarna Próbka A a W a V daf C daf H daf S daf (O+N) daf 31 1,387 1,230 15,50 1,65 40,90 79,60 5,00 0,71 14, ,36 1,255 2,48 3,76 40,80(a) 80,88 5,26 0,62(a) 13, ,35 1,23 6,15 1,55 29,20 86,40 4,9 0,8 8, ,36 1,306 16,64 1,32 32,68(a) 86,55 5,22 0,90(a) 7, ,4 1,30 7,78 1,25 27,90 87,60 4,88 b.d. 6, ,29 1,26 2,27 b.d. 22,43 90,08 4,76 b.d. 4, ,43 1,357 3,70 0,81 6,09(a) 92,41 3,02 0,46(a) 4,09 na uzyskanie prawidłowego wyniku w odniesieniu do analizy pojedynczej izotermy. Ponadto stosuje się parametr niezmienniczy sorpcji w postaci pojemności monowarstwy adsorpcyjnej, gdyż zdaniem zespołu pokrycie powierzchni węgla dla sorbatów o podobnych charakterze powinno być takie samo. Wybrane wyniki identyfikacji sorpcji pojedynczych gazów na próbce węglowej 32 zaprezentowane zostały na rys. 2. Zauważyć można, że między sorpcją metanu i dwutlenku węgla występują zasadnicze różnice, mianowicie metan nie rozpuszcza się w objętości substancji węglowej, co objawia się brakiem absorpcji. Zatem metan może przemieszczać się w złożu węglowym tylko poprzez strukturę spękań (oraz wolniej poprzez dyfuzję/absorpcję w substancji węglowej) co, zważywszy na brak absorpcji i niską rozszerzalność, nie napotyka przeszkód w postaci pęcznienia masy węglowej. W przypadku dwutlenku węgla sytuacja jest odmienna; wykazuje on wysoką absorpcję oraz rozszerzalność, a zatem wpompowanie dodatkowej porcji dwutlenku węgla do złoża będzie powodować pęcznienie oraz uszczelnianie złoża. Podobna sytuacja ma miejsce w przypadku pozostałych badanych próbek, z tym że poziom absorpcji i rozszerzalności spada wraz ze stopniem uwęglenia. Wybrane wyniki odnoszące się do deponowania metanu i dwutlenku węgla w masie węglowej zebrano w tab. 2. Ciśnienia dla izoterm nie osiągają okolic ciśnień saturacji dla metanu i dwutlenku węgla ze względu na dostępną aparaturę badawczą, której zakres pomiarowy ograniczał się do 3,5 MPa. Rys. 2. Izotermy sorpcji wielorakiej CH 4 i CO 2 dla próbki węgla 32: czarne kółka zmierzona izoterma sorpcji, linia zielona absorpcja, linia niebieska rozszerzalność, linia czerwona adsorpcja, linia czarna całkowita sorpcja teoretyczna Fig. 2. Isotherms of multisorption of CH 4 and CO 2 for the coal sample 32: black circles measured sorption isotherm, green line absorption, blue line expansion, red line adsorption, black line total theoretical sorption Tabela 2. Wyniki symulacji izoterm sorpcji metanu i dwutlenku węgla dla wybranych próbek przy ciśnieniu 3,4 MPa Table 2. Results of sorption isotherms simulations for methane and carbon dioxide for selected samples with pressure up to 3.4 MPa Próbka sorpcja całkowita CH 4 [mmol/g] adsorpcja rozszerzalność absorpcja sorpcja całkowita CO 2 [mmol/g] adsorpcja rozszerzalność absorpcja 31 0,384 0,292 0,075 0,017 0,747 0,483 0,205 0, ,523 0,366 0,148 0,009 0,763 0,608 0,27 0, ,326 0,226 0,099 0,001 0,93 0,74 0,186 0, ,765 0,613 0,139 0,014 1,18 0,901 0,28 0, n.m. n.m. n.m. n.m. 0,875 0,765 0,145 0,14 41 n.m. n.m. n.m. n.m. 0,83 0,675 0,15 0, ,827 0,654 0,157 0,016 0,8 0,638 0,163 0,163

38 36 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Tabela 3. Zasoby węgli według typów dla całości złoża w tys. Mg (Paszcza 2012) Table 3. Hard coal deposits in Poland in relation to types (accordingly to Polish Coal Classification) for total deposit capacity in thousands of Mg (Paszcza 2012) Typ węgla Zasoby bilansowe pozabilansowe przemysłowe Tabela 4. Oszacowana pojemność sekwestracyjna dla złóż węgli kamiennych w Polsce przy uwzględnieniu ciśnienia zatłaczania 3,4 MPa Table 4. Estimated sequestration capacity for hard coal deposits in Poland assuming injection pressure 3.4 MPa dostępnych dla absorpcja sorpcja całkowita Typ węgla sekwestracji teoretyczna sekwestracja teoretyczna sekwestracja tys. Mg mmol/g Mg mmol/g Mg , , , , , , , , , , Razem Wyniki symulacji izoterm można wykorzystać do określenia pojemności magazynowej złóż węgli kamiennych na podstawie danych o wielkości złóż w Polsce, zawartych w tab. 3. (Paszcza 2012). Do celów sekwestracji nie można wykorzystać zasobów węgli kamiennych, które potencjalnie nadają się do wydobycia, dlatego obliczono tę część zasobów bilansowych, które w dającej się przewidzieć przyszłości nie będą eksploatowane. Wielkość złóż węgli kamiennych dostępnych dla celów sekwestracji oraz oszacowane pojemności ze względu na dwutlenek węgla przy ciśnieniu zatłaczania 3,4 MPa przedstawiono w tab. 4. Ze względu na dostępne dane wyniki sorpcji zostały uśrednione dla klas oraz 41-42, natomiast dla klas przyjęto wartość sorpcji wyznaczoną dla klasy 37 jako uśrednioną w grupie. Największy potencjał magazynowy dwutlenku węgla tkwi w bilansowych, nieprzemysłowych złożach węgli energetycznych typu 31-33, a następnie dla klas 35 i 34; pozostałe klasy wnoszą marginalny wkład w całkowitą pojemność magazynową. W tab. 4 przedstawiono wyniki obliczeń dla podprocesu sorpcji, jako zjawiska, które z pewnością będzie związane z permeacją gazu przez złoże, natomiast całkowita sorpcja wymaga pełnej dostępności układu szczelin w złożu, aby gaz dotarł do każdej lokalizacji w złożu. Z jednej strony wartości pojemności magazynowej dla całkowitej sorpcji są zawyżone, ze względu na opisane wcześniej zjawisko samouszczelniania złoża po iniekcji dwutlenku węgla (Haljasmaa i in. 2011), z drugiej strony są to wartości zaniżone, albowiem znaczna część udokumentowanych zasobów znajduje się na głębokości m (Paszcza 2012), na których panuje pionowa składowa naprężenia górotworu 7-12,5 MPa, którą w trakcie zatłaczania gazu należałoby pokonać, aby ulokować tam jego cząsteczki. Zatem ciśnienia złożowe, przy których będzie następowało zatłaczanie, przekraczają zakres tych badań i można spodziewać się, że pojemność magazynowa może być wyższa nawet niż wyznaczona w tym opracowaniu. Natomiast przy głębokościach poniżej 800 m dwutlenek węgla występuje już w postaci cieczy nadkrytycznej o gęstości 0,468 g/cm 3. Jest to obszar fizykochemiczny nieobjęty możliwościami tego modelu. Innym zagadnieniem jest wypieranie metanu ze złóż węgla podczas zatłaczania dwutlenku węgla. Rozwinięcie modelu do sorpcji mieszanin gazowych daje pogląd na ogólne zasady zjawiska konkurencyjnej sorpcji. Metan sorbuje się głównie na powierzchni porów oraz w pewnym stopniu w submikroporach o rozmiarach nieco mniejszych niż jego cząsteczka. Natomiast dwutlenek węgla zajmuje zarówno powierzchnię porów, submikropory oraz fazę objętościową węgla. Do uzyskania symulacji izotermy sorpcji mieszaniny gazowej zgodnej z wynikami pomiarów wykorzystano formułę, w której uwzględniono energię sorpcji w podukładach oraz współczynniki geometryczne oddziaływań cząsteczek poszczególnych sorbatów. Okazało się, że uzyskanie prawidłowej izotermy nie było możliwe bez uwzględnienia wpływu kształtu cząsteczki (poprzez współczynnik nieidealności kontaktu cząsteczki z modelowym porem) na proces sorpcji, szczególnie w odniesieniu do dwutlenku węgla. Wybrane wyniki symulacji przedstawiono na rys. 3 i 4. Na rys. 3 i 4 można zaobserwować, że konkurencyjna sorpcja ma miejsce w zasadzie tylko w podukładach adsorpcyjnym i rozszerzalnościowym. Wyznaczone izotermy sorpcji wykazują spadek ilości zabsorbowanych cząsteczek, w taki sposób, że całkowita sorpcja z mieszaniny jest niższa, niż sorpcja metanu w układzie indywidualnego gazu z węglem. Taka tendencja jest obecna w analizowanych układach sorpcyjnych dla wszystkich badanych próbek węgli. Przy czym dla symulowanych izoterm sorpcji w odniesieniu do badanych próbek węgli z mieszaniny spadek ilości zasorbowanego metanu z mieszaniny w porównaniu z ilością zabsorbowaną dla tego gazu indywidualnie zawierał się w zakresie od 30-50%, przy czym tendencja ma charakter spadkowy względem stopnia uwęglenia próbek. Należy zaznaczyć, że zmiany w podukładach sorpcyjnych są najbardziej spektakularne dla węgli energetycznych. Co ciekawe, efekt zmiany pojemności złoża ze względu na metan przy sorpcji z mieszaniny jest najmniejszy dla węgli koksowych typ 35. Oszacowanie rzeczywistej ilości metanu, którą można odzyskać podczas zatłaczania dwutlenku węgla do złoża węgla wymaga informacji o metanonośności poszczególnych złóż, co będzie przedmiotem dalszych badań.

39 Nr 2 PRZEGLĄD GÓRNICZY 37 Rys. 3. Dystrybucja izoterm sorpcji wielorakiej dla różnych zakresów submikroporów; próbka 32 w odniesieniu do indywidualnych gazów: R promień submikroporów odniesiony do rozmiaru cząsteczki sorbatu, p/p 0 ciśnienie względne, a sorpcja [mmol/g] Fig. 3. Distribution of sorption isotherms for different range of submicropores size; sample 32 for individual gases: R pore radius relative to sorbate molecule size, p/p 0 relative pressure, a sorption [mmol/g] Rys. 4. Dystrybucja izoterm sorpcji wielorakiej dla różnych zakresów submikroporów; próbka 32 w odniesieniu do mieszaniny gazów: R promień submikroporów odniesiony do rozmiaru cząsteczki sorbatu, p/p 0 ciśnienie względne, a sorpcja [mmol/g] Fig. 4. Distribution of sorption isotherms for different range of submicropores size; sample 32 for mixture of gases: R pore radius relative to sorbate molecule size, p/p 0 relative pressure, a sorption [mmol/g] 4. Podsumowanie Modelowanie sorpcji z wykorzystaniem wyników badań sorpcji ex situ daje możliwość oszacowania gazopojemności złóż węgli. W wyniku obliczeń zgrubnie oszacowano pojemność sekwestracyjną złóż węgli w Polsce ze względu na dwutlenek węgla na poziomie od 30 do 200 milionów Mg. Nie stanowi to imponującej liczby, gdyż pokrywa to lat składowania dwutlenku węgla wytworzonego w przeciętnej elektrociepłowni o mocy rzędu 300MW. Należy jednak uwzględnić fakt, iż rozważano zatłaczanie gazu przy ciśnieniu 3,4 MPa, co oznacza głębokość górotworu powyżej 200 m, przy większych głębokościach pojemności sorpcyjne ulegną zapewne zwiększeniu z powodu wyższego ciśnienia. Wykazano konkurencyjną sorpcję dwutlenku węgla i metanu. Wstępne wyniki symulacji pozwalałyby oszacować możliwą produkcję metanu podczas zatłaczania tej ilości dwutlenku węgla, gdyż można obliczyć zmianę ilości zasorbowanego metanu w mieszaninie gazowej metan dwutlenek węgla w odniesieniu do ilości zabsorbowanej metanu jako pojedynczego gazu w układzie sorpcyjnym. Jednak takie rozważania wymagają dodatkowych danych. Praca wykonana w ramach Badań Statutowych Wydziału Energetyki i Paliw AGH, nr Literatura BARAN P., JODŁOWSKI G.S., WÓJCIK M., ZARĘBSKA K. 2014a - Deponowanie gazów kopalnianych CO 2,CH 4 oraz ich mieszaniny w węglu kamiennym. Górnicze Zagrożenia Naturalne 2014, XXI międzynarodowa konferencja naukowo-techniczna: zagrożenia naturalne a bezpieczne i efektywne kopalnie, Targanice k.żywca. BARAN P., ROGOZIŃSKA J., ZARĘBSKA K., PORADA S. 2014b - Analiza układu węgiel kamienny gaz pod kątem intensyfikacji wydobycia metanu z użyciem ditlenku węgla. Przemysł Chemiczny 93 nr 12, s

40 38 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 BARAN P., ZARĘBSKA K., KRZYSTOLIK P., HADRO J., NUNN A. 2014c - CO2 ECBM and CO 2 sequestration in Polish coal seam experimental study. Journal of Sustainable Mining 13 no. 2, s CEGLARSKA-STEFAŃSKA G Współzależność procesów sorpcyjnych i dylatometrycznych zachodzących w układach: węgle kamienne - para wodna, dwutlenek węgla, metan. Zeszyty Naukowe AGH, Chemia, z. 16, Kraków. CORUM M.D., JONES K.B., WARWICK P.D CO 2 Sequestration Potential of Unmineable Coal State of Knowledge. Energy Procedia 37, DUDA J.T.; MILEWSKA-DUDA J., KWIATKOWSKI M., ZIÓŁKOWSKA M A geometrical model of random porous structures to adsorption calculations. Adsorption 19 (2), GENTZIS T Economic coalbed methane production in the Canadian Foothills: Solving the puzzle. International Journal of Coal Geology, 65 (1-2): HALJASMAA I.V. i inni North Dakota lignite and Pittsburgh bituminous coal: a comparative analysis in application to CO 2 sequestration. Int. J. of Oil Gas and Coal Technology 4 (3), JODŁOWSKI G.S Modelowanie struktury węgla kamiennego. Karbo, R. 45, nr 10, s JODLOWSKI G.S., BARAN P., WOJCIK M., NODZENSKI A., PORADA ST., MILEWSKA-DUDA J Sorption of methane and carbon dioxide mixtures in Polish hard coals considered in terms of adsorption- -absorption model. Applied Surface Science 253, JODŁOWSKI G., WÓJCIK M Comparative analysis of sorption of small molecule hydrocarbons and polar substances in polish hard coals. Adsorption, 19 ( 2), JODŁOWSKI G.S., WÓJCIK M Identyfikacja struktury węgla kamiennego z wykorzystaniem sorpcji wielu sorbatów. Przemysł Chemiczny, 93 (12), JODŁOWSKI G.S., DAVIDOVÁ M Environmental impact and mitigation of carbon dioxide. Technical University of Košice. JODŁOWSKI G.S., WÓJCIK M., ORZECHOWSKA-ZIĘBA A Identification of hard coal surface structure using polar and apolar small molecule substances. Adsorption 22 (4), KRZEMIEŃ A., SKIBA J., KOTERAS A., DUDA A Technologia produkcji metanu z pokładów węgla poprzez zatłaczanie CO 2 przegląd doświadczeń uzyskanych w trakcie realizacji projektu CARBOLAB. Przegląd Górniczy nr 1, MAJEWSKA Z., MAJEWSKI ST., ZIĘTEK J Zastosowanie zjawiska emisji akustycznej do badania układu węgiel kamienny-gazy kopalniane w aspekcie sekwestracji CO 2 w pokładach węgla. Przegląd Górniczy nr 7, MILEWSKA-DUDA J., DUDA J.T., JODŁOWSKI G., KWIATKOWSKI M A Model for Multilayer Adsorption of Small Molecules in Microporous Materials. Langmuir 16 (18), MOKRZYCKI E., ULIASZ-BOCHEŃCZYK A Mineralna karbonatyzacja przy zastosowaniu surowców naturalnych metodą redukcji CO 2? Gospodarka surowcami mineralnym, 30, 3, MOORE T.A Coalbed methane: A review. International Journal of Coal Geology 101, NODZEŃSKI A A method for the measurement of carbon dioxide desorption from coal in the elevated pressure range. Ads.Sci.&technol., 13, 2, NODZEŃSKI A Sorption and desorption of gases (CH 4, CO 2 ) on hard coal and active carbon at elevated pressures. Fuel, 77 (11), PASZCZA H Ocena stanu zasobów węgla kamiennego w Polsce z uwzględnieniem parametrów jakościowych i warunków zalegania w aspekcie zapewnienia bezpieczeństwa energetycznego kraju. Zeszyty Naukowe Instytutu Gospodarki Surowcami Mineralnymi i Energią Polskiej Akademii Nauk 83, PERERA M.S.A., RANJITH P.G., RANATHUNGA A.S., KOAY A.Y.J., ZHAO J., CHOI S.K Optimization of enhanced coal-bed methane recovery using numerical simulation. J. Geophys. Eng. 12, RODRIGUES C.F., LAIGINHAS C., FERNANDES M., LEMOS DE SOUSA M.J., DINIS M.A.P The coal cleat system: A new approach to its study. Journal of Rock Mechanics and Geotechnical Engineering 6 (3), ŚWINDER H., ULIASZ-BOCHEŃCZYK A Kinetyczny model sekwestracji dwutlenku węgla w wodnych roztworach wybranych odpadów przemysłowych. Prace naukowe GIG, Górnictwo i środowisko 4, SZTEKLER K., WÓJCIK T.M Potencjalne możliwości zastosowania powietrza o niskiej koncentracji metanu na potrzeby układów energetycznych. Paliwa i energia XXI wieku, red. G.S. Jodłowski, Wydawnictwo Naukowe Akapit, Kraków, s SZTEKLER K., WÓJCIK T.M Wykorzystanie metanu z powietrza wentylacyjnego z kopalń na cele energetyczne. Bezpieczeństwo Pracy i Ochrona Środowiska w Górnictwie nr 6, s TARKOWSKI R., ULIASZ-MISIAK B Podziemne magazynowanie dwutlenku węgla. Przegląd Geologiczny 51, 5, ULIASZ-BOCHEŃCZYK A., MOKRZYCKI E Mineralna sekwestracja CO 2 przy zastosowaniu odpadów energetycznych próba oszacowania potencjału w Polsce. Gospodarka Surowcami Mineralnymi, 29, 3, s ZARĘBSKA K., BARAN P., DUDZIŃSKA A., CYGANKIEWICZ J Analiza sorpcji metanu i dwutlenku węgla na węglach kamiennych w aspekcie zatłaczania CO 2. Wiadomości Górnicze, 61, nr 9, ZHANG B.B., SONG X.C Geological Storage of CO2 to Enhance Coalbed Methane Production, Advanced Materials Research , Artykuł wpłynął do redakcji grudzień 2016 Artykuł akceptowano do druku

41 Nr 2 PRZEGLĄD GÓRNICZY 39 Zagrożenie metanowe przy prowadzeniu robót górniczych w aspekcie własności sorpcyjnych węgla Methane hazard while conducting of mining operations in aspect of sorption properties of coal Dr inż. Henryk Koptoń* ) Treść: Badania nad desorpcją metanu zawartego w pokładach węgla stanowią ważne i aktualne wciąż zagadnienie, zarówno w aspekcie zapewnienia bezpieczeństwa prowadzonych robót górniczych, jak i w aspekcie ochrony środowiska. Pomagają one rozpoznać mechanizm fizykochemiczny tego zjawiska w naturze, określić zespół czynników i parametrów mających wpływ na jego przebieg oraz dostarczyć danych wejściowych dla modeli opisujących wydzielanie metanu do wyrobisk w wyniku prowadzenia robót górniczych. Z badań prowadzonych w Głównym Instytucie Górnictwa w latach wynika, że w warunkach prowadzenia robót górniczych w metanowym złożu, decydujący wpływ na poziom, jak i kinetykę wydzielania się metanu mają własności sorpcyjne węgla. W artykule przedstawiono wybrane wnioski z analizy literaturowej, jak i przeprowadzonych badań laboratoryjnych w przedmiotowym zakresie. Abstract: Research on desorption of methane contained in coal seams are an important and still current issue, both in terms of ensuring the safety of mining operations, as well as in terms of environmental protection. They help identify physicochemical mechanism of this phenomenon in nature, and determine a combination of factors and parameters affecting its course and provide input data for models describing the release of methane into the workings as a result of mining operations. Research carried out at the Central Mining Institute in the years show, that during the conducting of mining operations in methane deposit, a decisive impact on the level and kinetics of release of methane have sorption properties of coal. The article presents selected findings from the analysis of literature and laboratory tests carried out in objective scope. Słowa kluczowe: górnictwo, metan, chemia fizyczna, sorpcja Key words: mining, methane, physical chemistry, sorption 1. Wprowadzenie Prowadzenie robót górniczych w warunkach wydzielania się metanu i wynikające z tego niejednokrotnie zagrożenie wybuchem, jest ciągle groźnym zjawiskiem pojawiającym się w kopalniach węgla kamiennego. Dlatego też, badania nad desorpcją metanu zawartego w pokładach węgla stanowią ważne i aktualne wciąż zagadnienie, zarówno w aspekcie zapewnienia bezpieczeństwa prowadzonych robót górniczych, jak i w aspekcie ochrony środowiska. Szczególną rolę odgrywają badania laboratoryjne desorpcji metanu. Pomagają one rozpoznać mechanizm fizykochemiczny tego zjawiska w naturze, określić zespół czynników i parametrów mających wpływ na jego przebieg oraz dostarczyć danych wyjściowych dla modeli opisujących wydzielanie metanu do wyrobisk w wyniku prowadzenia robót górniczych. Z badań prowadzonych w Głównym Instytucie Górnictwa w latach wynika, że w warunkach prowadzenia robót górniczych w metanowym złożu, decydujący wpływ na poziom, jak i kinetykę wydzielania się metanu mają własności sorpcyjne węgla (pojemność sorpcyjna względem metanu i współczynnik dyfuzji metanu w węglu) (Koptoń 2009, 2011, 2012 i 2015, Koptoń, Skiba 2010). * ) Główny Instytut Górnictwa, Katowice 2. Analiza własności geologicznych, parametrów technicznych oraz warunków górniczych w aspekcie ich wpływu na wydzielanie się metanu Przy rozpatrywaniu bezpieczeństwa prowadzenia robót górniczych w warunkach zagrożenia metanowego, jest wskazane uwzględnienie zagadnień dotyczących procesu wydzielania się metanu do wyrobisk i czynników mających wpływ na jego przebieg. Poszczególne gatunki węgla wyróżniają się różnymi własnościami sorpcyjnymi względem metanu. Zgodnie z obecnymi poglądami dotyczącymi układu węgiel-metan, przyjmuje się jego bimodalną (dwusystemową) strukturę (Olajossy 1993, Wierzbiński, Krause 2006). Układ ten obejmuje system makroporów (kanałów, szczelin, porów) otaczających bloki matrycy węglowej z mikroporami o małych i bardzo małych średnicach. Rozmiary tych bloków mogą wynikać ze struktury kliważu, czyli szczególnego rodzaju spękań występujących seryjnie, mniej więcej równoległych i równo oddalonych od siebie o ułamki milimetrów do kilku centymetrów (Kolesar 1986, Seidle 2011). Szkic przykładowej struktury węgla przedstawiono na rysunku 1. Pojęcie sorpcji powinno być rozumiane jako wspólne określenie dla następujacych zjawisk fizycznych: adsorpcja i absorpcja oraz desorpcja jako proces im przeciwny. Adsorpcja (adsorpcja fizyczna) polega na łączeniu się cząsteczek (molekuł) gazu z powierzchnią węgla (adsorbentu). Absorpcja to proces dyfuzyjny polegający na pochłanianiu jakiejś substancji (zwanej absorbatem) przez całą objętość innej

42 40 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Rys. 1. Bimodalna struktura węgla (Wierzbiński, Krause 2006) Fig. 1. The bimodal structure of carbon (Wierzbiński, Krause 2006) substancji, która tworzy odrębną fazę (zwanej absorbentem). Natomiast zjawiskiem odwrotnym polegającym na uwalnianiu się od powierzchni węgla cząsteczek gazu jest desorpcja. Z uwagi na to, że węgiel ma bardzo rozbudowany system makro- i mikroporów - posiada wysokie zdolności sorpcyjne względem gazów (metanu). Sorpcja z powierzchni makroporów przebiega na ogół bardzo szybko. Natomiast kinetyka dyfuzyjnego transportu molekuł gazu we wnętrzu bloku mikroporów jest bardzo wolna. Zdolność sorpcyjna (pojemność sorpcyjna) węgla uzależniona jest od wielkości powierzchni właściwej węgla. Powierzchnia właściwa węgla rozumiana jest jako sumaryczna powierzchnia makroporów (wolnych przestrzeni, szczelin, pęknięć itd.) i powierzchni mikroporów. Należy zauważyć, że powierzchnia właściwa węgli może osiągać zaskakującą wielkość m 2 /g, a nawet 300 m 2 /g (Borowski 1975, Marsh 1965, Thimons & Kissell 1973). Według Krevelena (1959) powierzchnia mikroporów jest razy większa niż powierzchnia makroporów, a to oznacza, że powierzchnia mikroporów stanowi ponad 99% całkowitej powierzchni właściwej węgla. Tak więc zdolność sorpcyjna węgli w głównej mierze zależy od stopnia rozbudowania struktury mikroporowatej. Powierzchnia właściwa (tym samym uzależniona od niej pojemność sorpcyjna) jest tym większa, im większa jest przewaga porów małych mikroporów i mezoporów średnicy rzędu 1 nm 10 nm ( Ǻ) (Borowski 1975). Metan w postaci wolnej znajduje się w porach, szczelinach i innych pustkach pokładów węgla i skał otaczających, w szczególności w porowatych piaskowcach. Metan sorbowany jest związany z węglem, przy czym w zależności od głębokości, a przede wszystkim w związku ze wzrostem ciśnienia metanu, udział fazy wolnej wzrasta. Różni autorzy podają różne procentowe zawartości metanu wolnego w węglu od 3% (Żyła i inni 2000) do 30% (Pawiński i inni 1979, Roszkowski 1969). Ze wzrostem temperatury ilość gazu sorbowanego maleje (Kozłowski, Grębski 1982). Zdolność sorpcyjna węgla (zwana pojemnością sorpcyjną) przy danej temperaturze zależy od ciśnienia metanu i może być określona przy pomocy izotermy sorpcji, wyznaczonej na podstawie równania Langmuira (Langmuir 1918): gdzie: p ciśnienie gazu, Pa, q s ilość sorbowanego gazu, m 3 /kg, a,b współczynniki Langmuira uzyskiwane przy określaniu zdolności sorpcyjnej węgla, odpowiednio m 3 /kg i Pa-1. (1) Ilość zaadsorbowanego gazu przez węgiel kamienny zwiększa się ze wzrostem ciśnienia gazu, maleje ze wzrostem temperatury, wilgotności i zawartości popiołu w węglu (Kozłowski, Grębski 1982). Wilgotność (w) jest czynnikiem wpływającym głównie na sorpcję węgla, powodującym obniżenie pojemności sorpcyjnej (Chodot, 1961). Zależność między pojemnością sorpcyjną węgla wilgotnego (qw), suchego (q s ) i wilgotnością (w) podał Chodot (Chodot, 1961): gdzie: K, n współczynniki zmienne dla różnych węgli od 0 do 1. Pojemność sorpcyjna węgla wilgotnego w porównaniu ze zdolnością sorpcyjną węgla suchego można obliczyć również z równania (Degazacyja ugolnych ): gdzie: w oznacza wilgotność, %. Przykładowo dla wilgotności węgla 7% pojemność sorpcyjna węgla wilgotnego może być do 3 razy mniejsza niż węgla suchego. Temperatura (T) jest czynnikiem, który wpływa na objętość gazu wolnego oraz na pojemność sorpcyjną. Ze wzrostem temperatury zmniejsza się ilość gazu sorbowanego (Chodot 1961, Lidin 1959, Ettinger 1969). Analityczną zależność na określenie ilości CH 4 sorbowanego przez węgiel (q Tl ) przy danej temperaturze złożowej (T z ) podał I.L. Ettinger. Zależność ta, w nieco zmodyfikowanej formie przedstawia się następująco: gdzie: q Tz ilość gazu sorbowanego przez węgiel przy temperaturze złożowej T z, q Tl ilość gazu sorbowanego przez węgiel przy temperaturze wyznaczania izotermy w laboratorium T l. KT, KL stałe współczynniki wyznaczone przez G.D. Lidina (Lidin 1959). Można przyjąć, że wzrost temperatury o 1 C zmniejsza zdolność akumulowania gazu o 0,8%. Należy zaznaczyć, że pojemność sorpcyjna węgla zwiększa się wraz ze wzrostem ciśnienia (Ceglarska-Stefańska 1995). Zdolność sorpcyjna (2) (3) (4)

43 Nr 2 PRZEGLĄD GÓRNICZY 41 jest charakterystyczną cechą każdego węgla. Decyduje ona bowiem o całkowitej ilości gazu, jaka może być pochłonięta przez węgiel na drodze sorpcji. Ilość zasorbowanego gazu w złożu będzie wzrastać ze wzrostem ciśnienia gazu, natomiast maleć ze wzrostem temperatury, wilgotności i zawartości popiołu w węglu. W Polsce, dla potrzeb oceny parametrów wyrzutowych węgli, pojemność sorpcyjną q s (zdolność sorpcyjną) określa się laboratoryjnie w cm 3 /g sorbowanego metanu przez węgiel w punkcie równowagi osiągniętym w warunkach standardowych ciśnienia atmosferycznego (1 bar) i temperatury (25 C, czyli 298K), dla próbki suchej. W warunkach dołowych, węgiel urobiony w przodku wyrobiska, w warunkach ciśnienia zbliżonego do atmosferycznego, ma jednak inną, niż w warunkach laboratoryjnych, zawartość wilgoci i temperaturę, a zatem i jego pojemność sorpcyjna jest inna. Ponadto, metanonośność złożową pokładu węgla oznaczamy w metrach sześciennych metanu zawartych w jednym megagramie czystej substancji węglowej (m 3 CH 4 / Mg csw). W związku z tym, przy rozpatrywaniu różnicy między metanonośnością złożową a pojemnością sorpcyjną węgla przy ciśnieniu 1 bar, pojemność ta również powinna być wyrażona w przeliczeniu na czystą substancje węglową. Uwzględniając powyższe oraz zależności 3 i 4 dla warunków dołowych, pojemność sorpcyjną węgla qd przy ciśnieniu 1 bar można obliczyć ze wzoru: (5) gdzie: T z temperatura pierwotna górotworu w rejonie prowadzenia robót, C, q s pojemność sorpcyjna węgla w warunkach standardowych, cm 3 /g, A a zawartość popiołu w węglu, %, W t zawartość wilgoci całkowitej w węglu, %. Desorpcja gazu jest zjawiskiem odwrotnym do adsorpcji i absorpcji dotyczy odłączania się cząsteczek gazu z powierzchni adsorbentu (czy też absorbentu) i wydzielania się ich do otaczającego powietrza. W stanie naturalnym w węglu kamiennym metan znajduje się w stanie wolnym, wypełniając makropory i szczeliny oraz w stanie zasorbowanym w mikroporach. Między ilością gazu wolnego a zasorbowanego jest ustalony stan równowagi, wynikający z ciśnienia gazu (ciśnienia panującego w górotworze), objętości makroporów oraz powierzchni właściwej węgla. Ciśnienie to określa się jako ciśnienie równowagi sorpcyjnej. Obniżenie ciśnienia gazu wolnego (równowagi sorpcyjnej) powoduje zachwianie stanu równowagi i desorpcję gazu wypełniającego pory. Ciśnienie równowagi sorpcyjnej ustala się wówczas na nowym, niższym poziomie. Uwolniony metan przedostaje się poprzez sieć makroporów i szczelin do wyrobisk górniczych, stając się czynnikiem zagrożenia metanowego. Zatem, metanonośność złożowa po odjęciu metanu wolnego jest równa pojemności sorpcyjnej węgla pokładu, określonej dla ciśnienia w miejscu górotworu, w którym została ona zmierzona. Podczas drążenia wyrobisk korytarzowych i eksploatacji ścian zmienia się rozkład naprężeń w górotworze, na obwodzie wyrobisk panuje ciśnienie ok. 1 bar, a zatem zdecydowanie niższe od ciśnienia panującego w górotworze pierwotnym. W związku z tym, pojemność sorpcyjna urobionego węgla i węgla zalegającego w otoczeniu wyrobiska odpowiednio zmniejsza się, a nadwyżka zasorbowanego metanu desorbuje do wyrobiska. Podczas prowadzenia robót górniczych zostają uwalnione z górotworu tylko desorbowalne zasoby metanu. Ciśnienie koncentrujące się w strefie pokładu przy prowadzeniu robót górniczych powoduje uszczelnienie warstw, zamykanie przekroju porów i szczelin z jednej strony, oraz istotne naruszanie stanu równowagi górotworu z drugiej strony.to pierwsze powoduje częściowe zahamowanie, czy też przerwanie migracji gazów. Stąd obserwuje się zmniejszanie wydzielania się gazów do otworów wierconych, czy to do badań gazonośności, czy też do ujęcia metanu przy odgazowywaniu pokładów węgla. Dlatego też, w opinii autora, to powstanie strefy zniszczenia górotworu w sąsiedztwie miejsca prowadzenia robót górniczych (powstanie strefy spękań), ma decydujący wpływ na desorpcję metanu do przestrzeni wyrobisk i zrobów. 3. Kinetyka wydzielania się metanu z węgla Ważnym czynnikiem w ocenie dynamiki wydzielania się metanu z pokładów węgla, w których (lub w sąsiedztwie których) prowadzone są roboty górnicze, jest kinetyka desorpcji metanu (Wrona 1983, Olajossy 1993, Koptoń 2009). Przy jej opisie często bierze się pod uwagę izotermy Langmuira (wyznaczane wg wzoru 1) i dlatego też, potrzebne jest laboratoryjne oznaczenie parametrów tych izoterm, bądź też udokumentowanie odstępstw od nich, a nawet przebiegów nieizotermicznych. Bardzo istotne jest również prawidłowe oszacowanie pierwotnej zawartości metanu in situ. Techniki desorbometryczne powinny być połączone z właściwymi modelami dyfuzyjnej migracji metanu w mikroporach matrycy węglowej. Niemałe znaczenie ma przy tym ocena stałej czasowej procesu dyfuzyjnego uwalniania metanu z węgla, a więc również współczynnika dyfuzji D e, określanego laboratoryjnie i wyrażanego w cm 2 /s (Skoczylas 2016, Skoczylas, Topolnicki 2016, Wierzbicki 2013). Ruch gazu w węglu i skałach otaczających w dużej mierze zależy od przepuszczalności gazowej. Jej zwiększenie sprzyja odgazowaniu, a zatem może zmniejszać się metanonośność danego rejonu przy wystąpieniu warunków do odprowadzania metanu wolnego. Na podstawie badań stwierdzono, że przepuszczalność węgla jest znacznie większa niż skał otaczających, jest znacznie większa w kierunku równoległym do uławicenia, maleje ze wzrostem uwęglenia oraz ze wzrostem głębokości (a zatem i ze wzrostem ciśnienia). Drążenie wyrobisk korytarzowych (węglowych i węglowo-kamiennych) czy też eksploatacja ścian powoduje odprężenie urabianego węgla oraz częściowe odprężenie pokładów wokół wyrobisk. W pokładach odprężonych przepuszczalność węgla wzrasta sto-, a nawet tysiąckrotnie na przykład według wyników badań laboratoryjnych współczynnik przepuszczalności wzrasta z 0,001 0,22 md do 4,1 32,0 md (Pawiński i inni 1979). Duże znaczenie ma występowanie w pokładzie naprężeń rozciągających. Naprężenia ściskające w mniejszym stopniu wpływają na wzrost przepuszczalności. Z analizy mechanizmu wydzielania się metanu do wyrobisk, wynika, że zmiana rozkładu naprężeń wokół wyrobisk i zrobów w odniesieniu do ciśnienia pierwotnego, powoduje zmniejszenie się pojemności sorpcyjnej węgla względem metanu i desorpcję nadwyżki metanu, stającej się metanem wolnym, do wyrobiska. W związku z powyższym, rozkład naprężeń, kształtujacy się wokół wyrobiska drążonego w metanowym złożu, ma zasadniczy wpływ na poziom wydzielania się metanu. Badania właściwości sorpcyjnych węgla prowadzi się między innymi w Głównym Instytucie Górnictwa, w laboratorium Zakładu Zwalczania Zagrożeń Gazowych Kopalni Doświadczalnej Barbara. Należy zaznaczyć, że w dalszym ciągu badania własności sorpcyjnych węgli są prowadzone z uwagi na możliwość klasyfikowania węgli z pokładów zagrożonych wyrzutami. W celu określenia ilości gazu zgromadzonego na drodze sorpcji, tj. pojemności sorpcyjnej głównie pokładów węgla, wykorzystywane są dwa precyzyjne układy

44 42 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 sorpcyjne typu grawimetrycznego, tj. mikrowaga Sartorius oraz układ grawimetryczno-sorpcyjny IGA. W celu charakteryzacji węgli kamiennych w aspekcie warunków adsorpcji i desorpcji metanu, w badaniach tych określa się pojemność sorpcyjną węgla w warunkach standardowych oraz oznacza się wartość efektywnego współczynnika dyfuzji D e. Badania są prowadzone dwuetapowo. W pierwszej kolejności, odpowiednio przygotowaną próbkę rozdrobnionych ziaren węgla nasyca się metanem w warunkach standardowych, rejestrując przy tym względny przyrost masy próbki w czasie aż do jego ustabilizowania się, czyli do uzyskania równowagi sorpcyjnej. W drugim etapie, w ten sam sposób przygotowaną próbkę nasyca się metanem pod wysokim ciśnieniem od 10 do 100 bar (w zależności od urządzenia) i po uzyskaniu równowagi sorpcyjnej obniża się ciśnienie do wartości 1 bar, rejestrując przy tym względny ubytek masy próbki w czasie aż do jego ustabilizowania się. Równowagę sorpcyjną uzyskuje się zwykle po dobie obserwacji. Uzyskiwane wyniki badań przedstawia się w formie wykresów kinetyki sorpcji metanu. Dla przykładu, na rys. 2 pokazano wykres kinetyki sorpcji metanu na próbce węgla pobranej z pokładu 409/4 (kopalnia Borynia-Zofiówka- Jastrzębie ) (Koptoń 2009). Z danych zarejestrowanych podczas wykonywania badań określa się wartość pojemności sorpcyjnej danego węgla względem metanu w warunkach standardowych, jako ilość metanu sorbowanego w punkcie równowagi. Pojemność sorpcyjną wyraża się w cm 3 /g, a zatem wartość wyrażoną w mg CH 4 /g należy podzielić przez gęstość metanu dla warunków standardowych. Dla analizowanego przypadku pojemność sorpcyjną względem metanu określono jako g s = 3,241 cm 3 /g Kinetykę sorpcji może charakteryzować wartość efektywnego współczynnika dyfuzji. W celu jego wyznaczenia (Wrona 1989) odczytuje się z krzywej kinetyki sorpcji czas odpowiadający połówkowemu nasyceniu węgla i wstawia do wzoru podanego przez A.A. Timofiejewa (1962): gdzie: D e efektywny współczynnik dyfuzji, cm 2 /s, R średni promień ziarn węgla, cm, (6) t 0,5 czas odpowiadający połówkowemu nasyceniu węgla, s. Średni promień ziarn R dla warunków laboratoryjnych wylicza się ze wzoru: gdzie: R - średni promień ziarn klasy ziarnowej, cm, d 1 - górna średnica ziarn w klasie ziarnowej, cm, d 2 - dolna średnica ziarn w klasie ziarnowej, cm. Wzór ten jest przekształceniem wzoru podanego przez W. Budryka (Wrona 1989). Dla powyższego przypadku obliczona wartość efektywnego współczynnika dyfuzji metanu w węglu wynosi D e =0, cm 2 /s. Z przeprowadzonych badań wynika, że przebieg krzywej kinetyki sorpcji metanu, charakteryzującej desorpcję metanu z próbki węgla na skutek obniżenia ciśnienia do wartości 1 bar (krzywa 2 na rys. 2), obrazuje jednocześnie zjawisko wydzielania się metanu z pokładu węgla w kopalniach. 4. Podsumowanie Podczas prowadzenia robót górniczych następuje zachwianie równowagi sorpcyjnej na skutek zmiany rozkładu ciśnień z ciśnienia pierwotnego do rozkładu w strefie odprężenia wokół wyrobisk, gdzie na obwodzie panuje ciśnienie ok. 1 bar i w efekcie tego metan desorbuje do ich przestrzeni (lub zrobów). Zatem w świetle wyników przeprowadzonych analiz i badań w przedmiotowym zakresie, znaczący wpływ na wydzielanie się metanu przy prowadzeniu robót górniczych w metanowym złożu mają własności sorpcyjne węgla (pojemność sorpcyjna względem metanu i współczynnik dyfuzji metanu w węglu), które obecnie są badane i określane jedynie przy badaniu zagrożenia wyrzutami metanu i skał. Szersze stosowanie tych badań pozwoli nie tylko na monitorowanie zagrożenia wyrzutowego, lecz umożliwi również dalsze prace badawcze nad mechanizmem wydzielania się metanu przy prowadzeniu robót górniczych w różnych warunkach, w zakresie modelowania i prognozowania zagrożenia metanowego, a więc na poprawę bezpieczeństwa prowadzenia tych robót. (7) Rys. 2. Wykres kinetyki sorpcji metanu na próbce węgla pobranej z pokładu 409/4 w kopalni Borynia-Zofiówka-Jastrzębie Fig. 2. Graph of the kinetics of sorption of methane on a sample of coal from the seam 409/4 from the mine Borynia- Zofiówka-Jastrzębie

45 Nr 2 PRZEGLĄD GÓRNICZY 43 Literatura BOROWSKI J Badanie gazonośności pokładów węglowych z zastosowaniem nowych metod. Prace GIG. Komunikat nr 645. Katowice. CEGLARSKA-STEFAŃSKA G., BRZÓSKA K Wpływ ciśnienia metanu na relację między pojemnością sorpcyjną węgla i ciśnieniem gazu. Archiwum Górnictwa 40, 2, Kraków. CHODOT W.W Wniezapnyje wybrosy ugla i gaza. Izd. BN-T/I. Moskwa. Degazacyja ugolnych płastow. Moskwa Izdatielstwo Niedra ETTINGER I.L Wniezapnyje wybrosy ugla i gaza i struktura uglej. Izd. Niedra. Moskwa. KOLESAR J.E Nature of Sorption and Diffusion Phenomena in the Micropore Structure of Coal, SPE KOPTOŃ H Metoda prognozowania metanowości bezwzględnej wyrobisk korytarzowych drążonych kombajnami w kopalniach węgla kamiennego. Praca doktorska. GIG Katowice. KOPTOŃ H Czynniki geologiczno-górnicze i parametry organizacyjno-techniczne wpływające na wydzielanie się metanu do drążonych wyrobisk korytarzowych w kopalniach węgla kamiennego. Wiadomości Górnicze nr 12, s , tabl.2, rys. 3, bibliogr. poz.21. KOPTOŃ H Określenie zbioru czynników i parametrów mających istotny wpływ na wydzielanie się metanu do wyrobisk korytarzowych drążonych w kopalniach węgla kamiennego. V Konferencja Naukowo- Szkoleniowa - Problemy Współczesnego Górnictwa Prace naukowe GIG, Górnictwo i Środowisko, nr 1/1. KOPTOŃ H Uwzględnienie własności sorpcyjnych węgla przy prognozowaniu metanowości bezwzględnej wyrobisk korytarzowych drążonych przy użyciu środków strzałowych. Przegląd Górniczy nr 5, s KOPTOŃ H., SKIBA J Consideration of sorption abilities of the coal when forecasting absolute methane emissions into the roadway workings in hard coal mines China International Conference on Coal Mine Methane Recovery and Utilization. Hefei, Proceedings of 2010 International Symposium on Coal Mine Gas Control. P KOZŁOWSKI B., GRĘBSKI Z Odmetanowanie górotworu w kopalniach. Wydawnictwo Śląsk, Katowice. KREVELEN VAN D.W., SCHUYER J Węgiel. Chemia węgla i jego struktura. PWN, Warszawa. LANGMUIR J The sorption of Gases one Plane Surfaces of Glass. Mica and Platinium. J. Amer. Chem. Soc. Nr 40. LIDIN G. D Gazowyj bałans szacht, prognoz ich gazooblilnosti Gornoje Dieło. Enciklopiedicznyj Sprawocznik. Ugletiechizdat. MARSH H The Determination of Surface Areas of Coals Some Physiochemical Considerations. Fuel, V33. OLAJOSSY A Relacja: laboratorium in situ w badaniach desorpcji metanu z pokładów węgla. Zeszyty naukowe AGH, Kraków. PAWIŃSKI J., ROSZKOWSKI J., STRZEMIŃSKI J Przewietrzanie kopalń. Wydawnictwo Śląsk, Katowice. SEIDLE J Fundamentals of Coalbed Methane Reservoir Engineering. PennWell Books. SKOCZYLAS N Fast evaluation of the coalbed methane content of coal viewed as an element leading to improvement in exploitation conditions. Gospodarka Surowcami Mineralnymi, t. 32, z. 2, s SKOCZYLAS N., TOPOLNICKI J The coal-gas system - the effective diffusion coefficient, International Journal of Oil Gas and Coal Technology, Volume 12, Issue 4, Pages THIMONS E.P. AND KISSELL F.N Diffusion of Methane Through Coal. Fuel. TIMOFIEJEW D.P Kinietika adsorpcji. Moskwa. WIERZBICKI M Changes in sorption/diffusion kinetics of a coal- -methane system caused by different temperatures and pressures. Gospodarka Surowcami Mineralnymi t. 29, z. 4, s WIERZBIŃSKI K., KRAUSE E Badania kinetyki sorpcji węgli z pokładów zagrożonych wyrzutami metanu i skał. XIII Międzynarodowa Konferencja Naukowo Techniczna. Górnicze Zagrożenia Naturalne Głębokość eksploatacji a zagrożenia górnicze. Ustroń. WRONA B Metoda wagowa badania własności sorpcyjnych węgli kamiennych. Przegląd Górniczy nr 2. ŻYŁA M. (red) Układ węgiel kamienny - metan w aspekcie desorpcji i odzyskiwania metanu z gazów kopalnianych. Wydawnictwo AGH, Kraków. Artykuł wpłynął do redakcji grudzień 2016 Artykuł akceptowano do druku

46 44 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Próba odmetanowania pokładu węgla przed rozpoczęciem eksploatacji Trial of coal seam pre-mining methane drainage Dr inż. Zbigniew Lubosik* ) Treść: Zagrożenie metanowe stanowi poważny problem w trakcie prowadzenia eksploatacji w polskich kopalniach węgla kamiennego, gdzie około 80% węgla wydobywane jest z pokładów metanowych. Jednym ze sposobów zmniejszenia zagrożenia metanowego jest prowadzenie odmetanowania górotworu, które polega na ujęciu metanu do instalacji i odprowadzeniu go na powierzchnię lub poza rejon eksploatacji. W artykule opisana została próba zastosowania odmetanowania wyprzedzającego, która przeprowadzona została w parceli ściany 121 w pokładzie 364 w KWK Brzeszcze (obecnie Nowe Brzeszcze Grupa TAURON Sp. z o.o.). W tym celu wywiercono 6 otworów odmetanowujących (TM1-6) o średnicy 76 mm i długości 100 m, prostopadle do ociosu chodnika taśmowego ściany 121, w pokładzie węgla. Odległość pomiędzy otworami wynosiła ok. 10 m, za wyjątkiem otworu TM1, który wywiercony został 75 m przed pozostałymi otworami. W momencie rozpoczęcia odmetanowania odległość czoła ściany 121 od otworów odmetanowujących wynosiła ponad 210 m, czyli otwory te znajdowały się w górotworze nienaruszonym, poza wpływem frontu eksploatacyjnego. W trakcie trwania próby monitorowano: stężenie metanu, wielkość ujęcia metanu, ciśnienie w otworach odmetanowujących, podciśnienie w rurociągu odmetanowującym oraz odległość od czoła ściany. Stwierdzono, że odmetanowanie wyprzedzające charakteryzowało się ok. 19-krotnie mniejszym ujęciem metanu od odmetanowania bieżącego, co prawdopodobnie związane jest z niską przepuszczalnością węgla. Abstract: Methane hazard constitutes a serious problem during exploitation in Polish hard coal mines, where approx. 80% of coal is extracted from methane hazard seams. Methane drainage ie. capture of methane from rockmass to drainage installation and transportation of removed gas to the surface or outside working panel is one of the most used system of methane hazard reduction. Underground trail of pre-mining methane drainage carried out in longwall 121 panel, seam 364, Brzeszcze Colliery (nowadays Nowe Brzeszcze Grupa TAURON Sp. z o.o.) is described in the paper. For that purpose 6 drainage boreholes (TM1-6) 76mm in diameter and 100m in length were drilled in a seam from chodnik tasmowy sc. 121, perpendicularly to the gateroad rib. Boreholes were drilled in 10m intervals except borehole TM1 which was drilled at a distance of about 75m before borehole TM2. When measurements started the distance between longwall 121 and drainage boreholes was about 210m thus the boreholes were placed in zone not affected by extraction pressure. During pre-methane drainage tests the CH 4 concentration, its out-flow, pressure in a boreholes, negative pressure and distance from the longwall were measured. The results of this underground trial indicate that pre-mining methane drainage technology in this form is 19 times less efficient than classic methane drainage (during longwall advance), what probably results from low coal permeability. Słowa kluczowe: zagrożenie metanowe, odmetanowanie, odmetanowanie wyprzedzające, próby dołowe Key words: methane hazard, methane drainage, pre-mining methane drainage, underground trials 1. Wprowadzenie W trakcie prowadzenia robót górniczych w kopalniach metanowych występuje zjawisko wydzielania się metanu do atmosfery kopalnianej powodując, przy pewnych stężeniach, wystąpienie zagrożenia wybuchem. W celu zmniejszenia zagrożenia metanowego inżynieria górnicza stawia wyższe wymagania dla urządzeń energomechanicznych, kładzie duży nacisk na odpowiednią wentylację, a w przypadku silnie metanowych kopalń stosuje metody odmetanowania pokładów węgla (Best Practice 2016, Kozłowski, Grębski 1982, Krause 2006, Nawrat i in. 2009, Szlązak 2013). Odmetanowanie polega na ujęciu metanu do instalacji i odprowadzeniu go na powierzchnię lub poza rejon eksploatacji. Rozróżnia się odmetanowanie prowadzone równocześnie z eksploatacją (bieżące), odmetanowanie wyprzedzające * ) Główny Instytut Górnictwa, Katowice (prowadzone przed eksploatacją, czyli w górotworze nienaruszonym) oraz odmetanowanie poeksploatacyjne, np. z otamowanych zrobów (Best Practice 2016, Szlązak 2013). Odmetanowanie poeksploatacyjne może być prowadzone otworami z powierzchni, z wyrobisk dołowych lub za pomocą ujęć spoza tam izolacyjnych. Odmetanowanie bieżące w polskich kopalniach węgla kamiennego najczęściej jest prowadzone otworami drenażowymi (stropowymi lub spągowymi), wykonywanymi z wyrobisk dołowych do górotworu odprężonego, który charakteryzuje się dużą przepuszczalnością gazową lub też z wykorzystaniem chodników drenażowych. Odmetanowanie wyprzedzające, czyli odmetanowanie prowadzone w górotworze nieodprężonym jest w polskich kopalniach węgla kamiennego rzadko prowadzone, z uwagi na występujące warunki geologiczno-górnicze, tj. głównie ze względu na pierwotną przepuszczalność węgla. Występujący w pokładzie nieodprężonym metan, na skutek niewielkiej

47 Nr 2 PRZEGLĄD GÓRNICZY 45 przepuszczalności gazowej węgla, charakteryzuje się małym przepływem w kierunku otworów odmetanowania, co powoduje odgazowanie niewielkiej jego ilości w bezpośrednim sąsiedztwie otworu drenażowego. Badania wskazują, że aby odmetanowanie wyprzedzające było skuteczne, minimalna przepuszczalność górotworu powinna zawierać się w przedziale 0,5 10 md (Best Practice 2016). W artykule przedstawiono próbę zastosowania odmetanowania wyprzedzającego parceli ściany 121 w pokładzie 364 w KWK Brzeszcze (obecnie Nowe Brzeszcze Grupa TAURON Sp. z o.o.), przeprowadzoną za pomocą 6 otworów odmetanowujących (TM1-TM6) o średnicy 76 mm i długości 100 m. Otwory te wywiercone zostały w pokładzie węgla, prostopadle do ociosu chodnika taśmowego ściany 121, we wzajemnej odległości ok. 10 m, za wyjątkiem otworu TM1, który wywiercono w odległości 75 m od pozostałych otworów. 2. Odmetanowanie wyprzedzające ściany 121 w pokładzie 364 w kwk brzeszcze Tabela 1. Warunki geologiczno-górnicze - ściana 121 w pokładzie 364 Table 1. Mining and geological conditions - longwall 121 in seam 364 Parametr Wartość Grubość pokładu, m 2,0 2,5 Głębokość, m max. 765 średnio 741 Nachylenie, 5-9 Postęp dobowy, m/d 3,5 Długość ściany, m 250 Rc stropu, MPa 60,6 68,3 Rc spągu, MPa 33,0 56,3 Rc węgla, MPa 8,6 26,2 Metanośność, m 3 CH 4 /t 32,0 45,0 Przepuszczalność węgla, md 5,8 Porowatość, % Warunki geologiczno-górnicze w rejonie ściany 121 w pokładzie 364 Próba odmetanowania wyprzedzającego przeprowadzona została w polu ściany 121 w pokładzie 364 (rys. 1). Pokład 364 w rejonie ściany 121 charakteryzował się grubością 2,0-2,5 m, zalegał na głębokości maksymalnie do 765 m, a jego nachylenie wynosiło do 9 (tab. 1). Ściana 121 prowadzona była ze średnią prędkością postępu dobowego 3,5 m/d, a jej długość wynosiła 250 m. Strop pokładu 364 stanowiła gruba, 30-metrowa warstwa łupku wraz z wkładkami łupka piaszczystego lub/i węgla i lokalnie występującego piaskowca. W spągu zalegał łupek z węglem oraz łupek o grubości odpowiednio 0,3 m i 1,0 2,0 m (rys. 2). Wytrzymałość na ściskanie węgla pokładu 121 wynosiła 8,6 26,2 MPa, skał stropowych 60,6 68,3 MPa, a spągu 33,0 56,3 MPa. Metanonośność pokładu 364 waha się w przedziale 32,0 45,0 m 3 CH 4 /t, przepuszczalność wynosi 5,8 md, a porowatość 9%. Rys. 2. Profil geologiczny ściana 121 pokład 364 Fig. 2. Geological profile - longwall 121 in seam 364 Rys. 1. KWK Brzeszcze - wycinek mapy pokładu 364 z obrysem ściany 121 i rozmieszczeniem otworów drenażowych Fig. 1. Brzeszcze Colliery section of coal seam 364 with longwall 121 outline and drainage borehole layout

48 46 PRZEGLĄD GÓRNICZY Przebieg próby odmetanowania wyprzedzającego pola ściany 121 w pokładzie rozmieszczenie otworów odmetanowujących oraz monitorowane parametry odmetanowania Sposób rozmieszczenia otworów odmetanowania wstępnego ściany 121 oraz ich długość i średnicę określono z wykorzystaniem modelowania numerycznego za pomocą programów Petrel w wersji oraz symulatora ECLIPSE z opcją Coal Bed Methane (Kennedy i inni 2014). W wyniku tych prac modelowych opracowano schemat odmetanowania wyprzedzającego, w ramach którego wydrążono sześć otworów drenażowych TM1-TM6 o średnicy 76 mm i długości 100 m (za wyjątkiem otworu TM1 i TM4, które były krótsze ze względu na problemy techniczne z ich wydrążeniem) z chodnika taśmowego ściany 121, prostopadle do ociosu wyrobiska (rys. 1). Otwory TM2-TM6 wydrążone zostały w pobliżu linii zatrzymania ściany w odstępach co 10 m. Otwór TM1 wydrążony został w odległości ok. 75 m od otworu TM2, w miejscu gdzie stwierdzono strefę o podwyższonej koncentracji metanu. Otwory wydrążone zostały w okresie od do roku. W trakcie prowadzenia odmetanowania wyprzedzającego przeprowadzano pomiary następujących parametrów (osobno dla otworu TM1 i łącznie dla otworów TM2-TM6): stężenia metanu w otworze (w %), ujęcia metanu (w m 3 /min), ciśnienia (w mmhg): w otworze, barometrycznego, barometrycznego w pobliżu otworów, depresji, odległości od frontu ściany 121 (w m). Pomiary wykonywane były jednokrotnie w ciągu dnia roboczego, w okresie od r. (gdy odległość od frontu ściany 121 wynosiła od 210 m dla otworu TM1 do m dla otworów TM2-TM6) do r., gdy ostatni z otworów został zablokowany. Bieg ściany zatrzymany został w dniu r. Dodatkowo wykonywane były pomiary składu ujmowanego gazu, tj. zawartości: metanu (CH 4 ), tlenu (O 2 ), tlenku węgla (CO), dwutlenku węgla (CO 2 ), wodoru (H 2 ) oraz węglowodorów (C x H y ). Celem tych dodatkowych badań było określenie koncentracji metanu w ujmowanym gazie. Przepisy górnicze stanowią, że zawartość CH 4 w ujmowanym gazie musi przekraczać 20% (Rozporządzenie 2002). Badania potwierdziły, że praktycznie dla całego okresu istnienia otworu możliwe było prowadzenie ujęcia metanu Analiza wyników monitoringu odmetanowania wyprzedzającego pola ściany 121 w pokładzie 364 Wyniki monitoringu parametrów odmetanowania wyprzedzającego pola ściany 121 w pokładzie 364, dla otworów odmetanowujących TM1-TM6, zaprezentowano w formie graficznej na rys. 3-8, gdzie przedstawiono wartości: stężenia metanu, odległości od frontu ściany, ciśnienia w otworze, ujęcia metanu oraz podciśnienia zmierzonych w poszczególnych dniach trwania badań. Rys. 3. Wyniki pomiarów parametrów odmetanowania wyprzedzającego w otworze TM1 ściana 121 pokład 364 Fig. 3. Measurement results of pre-mining methane drainage parameters in borehole TM1 longwall 121 seam 364

49 Nr 2 PRZEGLĄD GÓRNICZY 47 Rys. 4. Wyniki pomiarów parametrów odmetanowania wyprzedzającego w otworze TM2 ściana 121 pokład 364 Fig. 4. Measurement results of pre-mining methane drainage parameters in borehole TM2 longwall 121 seam 364 Rys. 5. Wyniki pomiarów parametrów odmetanowania wyprzedzającego w otworze TM3 ściana 121 pokład 364 Fig. 5. Measurement results of pre-mining methane drainage parameters in borehole TM3 longwall 121 seam 364

50 48 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Rys. 6. Wyniki pomiarów parametrów odmetanowania wyprzedzającego w otworze TM4 ściana 121 pokład 364 Fig. 6. Measurement results of pre-mining methane drainage parameters in borehole TM4 longwall 121 seam 364 Rys. 7. Wyniki pomiarów parametrów odmetanowania wyprzedzającego w otworze TM5 ściana 121 pokład 364 Fig. 7. Measurement results of pre-mining methane drainage parameters in borehole TM5 longwall 121 seam 364

51 Nr 2 PRZEGLĄD GÓRNICZY 49 Rys. 8. Wyniki pomiarów parametrów odmetanowania wyprzedzającego w otworze TM6 ściana 121 pokład 364 Fig. 8. Measurement results of pre-mining methane drainage parameters in borehole TM6 longwall 121 seam 364 Analizując przedstawione na rys. 3-8 wyniki monitoringu parametrów odmetanowania wyprzedzającego pola ściany 121, zauważyć można, że stężenie CH 4 w otworach drenażowych wahało się w przedziale od 100% na początku trwania próby do 0% w okresie, gdy węgiel wokół otworów został zdezintegrowany na skutek ciśnienia eksploatacyjnego i w otworach pojawiło się powietrze kopalniane. Pierwszy znaczący spadek stężenia metanu zaobserwowano w 48 dniu pomiarów (gdy front ściany znajdował się w odległości 136 m od otworu TM1). Stężenie CH 4 w otworach TM1-TM4 spadło z poziomu ok % do 50-65%. Kolejny spadek wystąpił w setnym dniu prowadzenia pomiarów. Spadkom stężenia CH 4 towarzyszyły wzrosty podciśnienia w otworach drenażowych, odpowiednio z 120 do 250 mmhg oraz z 60 do 120 mmhg. Stwierdzić zatem można, że wzrost podciśnienia w otworze drenażowym wpływał na spadek stężenia metanu w otworze i co za tym idzie, na spadek wartości ujęcia metanu. Odwrotnie, spadek wartości podciśnienia powodował wzrost wymienionych wyżej wartości. Zmiany te nie były skorelowane z odległością od frontu ściany 121. Nie zaobserwowano także wpływu zbliżającej się ściany na wielkość ujęcia metanu. Ujęcie metanu z otworów wywierconych w pokładzie węgla było praktycznie stałe. Jest to zjawisko odmiennie niż dla technologii odmetanowania bieżącego. Z analizy przedstawionych wyników pomiarów wynika, że maksymalne wartości ujęcia metanu wynosiły 0,5 m 3 /min dla otworu TM1 oraz 0,9 m 3 /min łącznie dla otworów TM2- TM6 (średnio 0,18 m 3 /min dla jednego otworu). Porównując ujęcia średnie z otworu TM1 (0,3 m 3 /min) z ujęciem średnim dla otworów TM2-TM6 (0,5 m 3 /min dla pięciu otworów i średnio 0,1 m 3 /min dla jednego otworu), stwierdzić można, że ujęcie z otworu TM1 jest znacząco wyższe niż dla otworów TM2-TM6. Ta różnica wynika prawdopodobnie z faktu, że otwór TM1 zlokalizowany został w strefie o podwyższonej koncentracji metanu wyznaczonej z wykorzystaniem georadaru (GPR - Ground Penetration Radar). Wymienione powyżej wartości ujęcia CH 4 są jednak znacząco niższe niż ujęcie metanu zmierzone w trakcie równocześnie prowadzonego odmetanowania bieżącego dla ściany 121, w ramach którego, za pomocą 5-7 otworów o długości ok. 70 m, drążonych w kierunku nad zroby zawałowe, osiągnięto ujęcie na poziomie średnio ok. 8,6 m 3 /min (tj. 1,2-1,4 m 3 / min na jeden otwór). Technologia bieżącego odmetanowania dawała ujęcie CH 4 pomiędzy 3,6 a 12,9 m 3 /min (średnio 8,61 m 3 /min) natomiast odmetanowania wyprzedzającego pomiędzy 0,3 a 0,6 m 3 /min (średnio 0,45 m 3 /min). Z porównania tych wartości wynika, że wielkość ujęcia metanu technologią odmetanowania wyprzedzającego była ok. 19 razy mniejsza niż dla wartości uzyskanych w trakcie stosowania technologii odmetanowania bieżącego. Podobne różnice zaobserwowano porównując efektywność odmetanowania. Dla odmetanowania bieżącego efektywność sięgała ponad 48% (po zakończeniu eksploatacji nawet ponad 54%), przy wartości średniej ok. 38,6%. Efektywność odmetanowania wyprzedzającego była niższa i wynosiła średnio 2,06%, co jest wielkością ok krotnie mniejszą niż dla odmetanowania bieżącego. Niska efektywność odmetanowania wyprzedzającego wynika między innymi z faktu, że otwory wywiercone na potrzeby odmetanowania wyprzedzającego ujmowały metan jedynie z pokładu węgla, a nie ze strefy desorpcji otaczającej wybierany pokład 364 (dla warunków GZW ok. 120 m nad i 60 m pod pokładem), powstałej na wskutek dezintegracji górotworu wywołanej prowadzoną eksploatacją zawałową. Tworzenie się zawału skał

52 50 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 powoduje powstanie szczelin w górotworze, które stają się drogami przepływu uwolnionego z węgla metanu. Metan ten jest następnie ujmowany otworami wywierconymi nad strefą zawału. Według prognozy, w trakcie eksploatacji ściany 121 w pokładzie 364, metanowość bezwzględna wynosić miała 26,5 m 3 /min (dla wydobycia t/d), na co składało się: - 5,04 m 3 /min CH 4 z pokładów zalegających nad wybieraną ścianą, - 8,89 m 3 /min CH 4 pochodzić miało z pokładu 364, - 12,58 m 3 /min CH 4 z pokładów zalegających pod wybieraną ścianą. Dlatego też można przyjąć, że nawet przy 100% skuteczności odmetanowania wyprzedzającego, po zakończeniu odmetanowania i rozpoczęciu eksploatacji metanowość w ścianie 121 nadal byłaby wysoka, gdyż do jej wyrobisk dopływałby metan z pokładów wyżej i niżej zalegających. Po zakończeniu eksploatacji ściany 121, ujmowany był metan otworami drenażowymi. Ujęcie to wynosiło 0,3 m 3 / min z dwóch, a następnie z jednego czynnego otworu odmetanowania wyprzedzającego, oraz ok. 5,0 m 3 /min z otworów odmetanowania klasycznego. Z doświadczeń Kopalni wynika, że ujęcie z otworów drenażowych, nawet po zakończeniu eksploatacji, utrzymuje się przez dosyć długi okres czasu na wysokim poziomie. Niestety, ze względu na ograniczony czas trwania prób dołowych odmetanowania wyprzedzającego, nie można było zbadać wpływu czasu na wielkość ujęcia metanu w długim okresie czasu. 5. Wnioski W warunkach ściany 121 w pokładzie 364 odmetanowanie wyprzedzające charakteryzowało się ok. 19-krotnie mniejszym ujęciem metanu od realizowanego podobną ilością otworów drenażowych odmetanowania bieżącego (średnie ujęcie odpowiednio 0,45 m 3 /min wobec 8,61 m 3 /min). Wydaje się, że związane jest to z niską przepuszczalnością węgla powodującą, że otwory wykonane na potrzeby odmetanowania wyprzedzającego ujmowały metan jedynie z węgla pokładu 364, a nie z otaczającej go strefy desorpcji. Ujmowanie odmetanowaniem wyprzedzającym metanu jedynie z pokładu węgla powoduje, że efektywność tego procesu jest niska (w przypadku ściany 121 ok. 2%, przy efektywności odmetanowania bieżącego wynoszącej średnio 38%) i nie wpływa w istotny sposób na ograniczenie zagrożenia metanowego. W świetle przeprowadzonych badań stwierdzić można, że technologia odmetanowania wyprzedzającego, ze względu na niską efektywność, nie ma uzasadnienia jej stosowania w warunkach polskiego górnictwa węgla kamiennego, bez użycia dodatkowych zabiegów technicznych zwiększających przepuszczalność węgla, jak np. zastosowanie technologii szczelinowania skał, która zwiększy przepływ metanu do otworów drenażowych. Wydaje się, że jedynym uzasadnionym przypadkiem zastosowania odmetanowania wyprzedzającego jest sytuacja eksploatacji złoża, w którym odmetanowywany pokład jest jedynym źródłem metanu (złoże jednopokładowe lub występowanie innych źródeł metanu w znacznych odległościach, poza strefą desorpcji). Podziękowania W artykule wykorzystano wyniki prac wykonanych w ramach realizacji projektu LOWCARB: Inicjatywy energetyczne w zakresie niskiej emisji gazów cieplarnianych z kopalń węgla - Low Carbon Mine Site Energy Initiatives (Kennedy i inni 2014), współfinansowanego przez Fundusz Badawczy dla Węgla i Stali - Research Fund for Coal and Steel (kontrakt nr RFCR-CT ) oraz Ministerstwo Nauki i Szkolnictwa Wyższego (Decyzja Nr 1677/FBWiS/2010/7 z dnia r.). Literatura Best Practice Guidance for Effective Methane Drainage and Use in Coal Mines. UNECE. United Nations Publication. October 2016 KENNEDY G., BENNETT J., CLUFF D., WILLIAMS N., CLIFFORD T., COGGAN J., FOSTER P., BEDFORD M., BLACKWOOD J., PURVIS M., BRENKLEY D., ORDONEZ S., FERNANDEZ J., DIAZ E., MARIN P., DIEZ.F, STACE R., GARVEY S. D., RIZVI J., JIA Y., PIMM A., WANATOWSKI D., MARSHALL A. M., KAMENIK M., PIRNAT R., KOTNIK V., ČERENAK M., HOSTNIK S., OVNIČEK S., KAC B., FERLIN J., LIPNIK M., URANJEK G., LUBOSIK Z., KIDYBINSKI A., TUREK M., KOTYRBA A., PATYŃSKA R., MUTKE G., CHEĆKO J., WIERZBIŃSKI K., MAKOWKA J., BUKOWSKA M., SANETRA U., WADAS M., PILAR MARTINEZ DE LA CALLE M., GONZALEZ A., CANTO TOIMIL N., ONGALLO E. G., SZARAFINSKI M., KOWALCZYK A., ZEMLIK A., MENDAKIEWICZ G., KUBICZEK T LOWCARB: Low carbon mine site energy initiatives. Final Report. European Commission EUR EN. Research Fund for Coal and Steel. Grant Agreement RFCR- CT Luxembourg: Publications Office of the European Union, 2014, ISBN KOZŁOWSKI B., GRĘBSKI Z Odmetanowanie górotworu w kopalniach. Wydawnictwo Śląsk, Katowice KRAUSE E Zwiększenie efektywności odmetanowania środowiska ścian. Bezpieczeństwo Pracy i Ochrona Środowiska w Górnictwie nr 10. NAWRAT S., KUCZERA Z., ŁUCZAK R., ŻYCZKOWSKI P., NAPIERAJ S., GATNAR K Utylizacja metanu z pokładów węgla w polskich kopalniach podziemnych. Wydawnictwa AGH. Kraków. Rozporządzenie Ministra Gospodarki w sprawie bezpieczeństwa i higieny pracy, prowadzenia ruchu oraz specjalistycznego zabezpieczenia przeciwpożarowego w podziemnych zakładach górniczych z dnia 28 czerwca 2002 r. (Dz.U. Nr 139 poz.1169, z 2006 r. Nr 124, poz. 863 oraz z 2010 r. Nr 126, poz. 855) 303 ust. 1 i ust. 2. SZLĄZAK N Metody odmetanowania pokładów węgla w górnictwie podziemnym. Górnictwo i Geologia t. 8, z. 4, s Artykuł wpłynął do redakcji grudzień 2016 Artykuł akceptowano do druku

53 Nr 2 PRZEGLĄD GÓRNICZY 51 Metoda wyznaczania mapy rozkładu intensywności sejsmicznej I GSI po wystąpieniu silnego wstrząsu pochodzenia górniczego The method of determining the distribution maps of seismic intensity I GSI after recording of a strong seismic event induced by mining Dr hab. inż. Grzegorz Mutke, prof. GIG * ) Prof. dr hab. inż. Henryk Marcak ** ) Inż. Filip Mutke *** ) Mgr inż. Adam Barański **** ) Treść: W artykule przedstawiono nową metodę wyznaczania izolinii maksymalnych poziomych amplitud prędkości drgań gruntu PGV Hmax po wystąpieniu silnego wstrząsu pochodzenia górniczego. W procedurze obliczeniowej uwzględniane są nie tylko empiryczne relacje tłumienia wyznaczone dla badanego obszaru oraz amplifikacja, ale również rzeczywiste parametry drgań zarejestrowane podczas wstrząsu przez powierzchniowe stacje sejsmometryczne. Opracowana metoda pozwala na bardziej wiarygodne wyznaczanie map rozkładu stopni intensywności potencjalnych skutków drgań od zaistniałego wstrząsu górniczego (intensywności sejsmicznej), według odpowiednich skal opracowanych dla górnictwa węglowego (GSI GZWKW oraz MSIIS-15) i dla górnictwa rud miedzi w LGOM (GSI-2004/11). Przedstawiono przykład obliczeniowy dla wstrząsu o energii sejsmicznej E=1E8 J, zaistniałego w kopalni węgla w GZW i stwierdzono bardzo dobrą korelację stopni intensywności sejsmicznej IGSI-2012 wyznaczonych nową metodą, z uszkodzeniami udokumentowanymi w zabudowie powierzchniowej w efekcie oddziaływania przedmiotowego wstrząsu. Mapy intensywności drgań od silnych wstrząsów górniczych, wyznaczone według zaproponowanego algorytmu obliczeniowego, mogą być przydatne dla zakładów górniczych, urzędów miast i gmin oraz sądów powszechnych do ustanawiania stref szkodliwego oddziaływania sejsmicznego na zabudowę powierzchniową. Abstract: The article presents a new method for determining the izolines of the maximum amplitude of vibration velocity, PGV Hmax after recording a strong seismic event induced by mining. The calculation procedure does not just include only empirical attenuation low determined for the study area and the amplification effects but also the actual ground motion data recorded during the strong mining seismic event by surface seismic stations. The developed method allows for a more reliable determination of maps of the seismic intensity degrees distribution after mining seismic event, according to the respective scales developed for coal mining (GSI GZWKW and MSIIS-15) and for copper mining in LGOM (GSI-2004 / 11). An example of calculation for the seismic event of energy E=1E8 J using the new method is presented. A very good correlation between degrees of seismic intensity, IGSI and damage documented in the building after the seismic event was obtained. Maps of seismic intensity of strong mining tremors, designated by the proposed calculation algorithm, can be useful for mining companies, offices of cities and municipal offices and courts for establishing of zones of harmful effects on the building development area. * ) Główny Instytut Górnictwa, Katowice, ** ) Instytut Geofizyki PAN, Warszawa, *** ) Katowice, **** ) Polska Grupa Górnicza, Katowice

54 52 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Słowa kluczowe: wstrząsy górnicze, intensywność sejsmiczna, algorytm obliczeniowy parametru drgań PGV Key words: seismic events induced by mining, seismic intensity, computational algorithm of the PGV parameter 1. Wprowadzenie Każdego roku w GZW występuje kilkanaście bardzo silnych wstrząsów o charakterze regionalnym, związanych z dużymi zmianami naprężeń w skorupie ziemskiej, np. naprężeń tektonicznych aktywowanych naprężeniami wywoływanymi prowadzoną w sąsiedztwie eksploatacją górniczą. Wstrząsy te charakteryzują się dużą energią sejsmiczną (E>5E7 J), niskimi częstotliwościami głównej fazy drgań (f<5hz) oraz dużą intensywnością drgań na większym obszarze, nawet w promieniu kilkunastu kilometrów. W strefie epicentralnej dużą intensywność drgań wywołują fale bezpośrednie głównie fale poprzeczne, natomiast w odległościach dalszych fale powierzchniowe. Obliczenie rozkładu intensywności drgań w oparciu o zastosowanie empirycznych relacji tłumienia wyznaczonych z pomiarów sejsmometrycznych nie jest dla tego typu wstrząsów sprawą prostą. Rozkład drgań zależy nie tylko od energii sejsmicznej, odległości hipocentralnej, amplifikacji drgań przez nadkład warstw o niskich prędkościach propagacji fali S, ale również od długości różnego typu fal i czasu ich oddziaływania na obiekty budowlane, ludzi i środowisko przyrodnicze (Trifunac, Brady 1975, Okamoto 1984, Mutke, Dworak 1992, Wald i in. 1999, Lasocki i in. 2000, Marcak 2004, Marcak 2007, Beker 2008, Olszewska 2008, Anderson 2010, Stec, Mutke 2010, Stec, Lurka 2010, Mutke, Chodacki 2010, Chodacki 2013, 2016, Bańka i in. 2016). Oceny intensywności sejsmicznej - skutków oddziaływania wstrząsów górniczych w obszarze Górnośląskiego Zagłębia Węglowego (GZW) dokonujemy w oparciu o specjalistyczną skalę empiryczną GSI GZW lub jej rozbudowaną wersję europejską MSIIS-2015 (Mutke i in. 2012, Barański i in. 2014, Mutke i in. 2015). Stopnie intensywności sejsmicznej wyznaczane są w tych skalach w oparciu o poziome amplitudy prędkości drgań gruntu (PGV Hmax ) oraz czas trwania głównej fazy drgań. Każdemu stopniowi intensywności zostały przypisane określone skutki w obiektach budowlanych, w formie opisowej, odrębnie dla budynków w dobrym oraz złym stanie technicznym i o dużym naturalnym zużyciu. Tak więc wyznaczenie obszarów, w których po wstrząsie wystąpiła możliwość uszkodzenia w zabudowie powierzchniowej lub w infrastrukturze technicznej, sprowadza się w głównej mierze do wyznaczenia map rozkładu drgań gruntu PGVHmax i na tej podstawie wyznaczenie stopni intensywności sejsmicznej, I GSI. Głównym celem artykułu jest przedstawienie nowej metody wyznaczania parametrów drgań bezpośrednio po zaistniałym silnym zjawisku sejsmicznym, która może być przydatna dla zakładów górniczych, urzędów gmin i miast oraz sądów powszechnych, do oceny zasięgu stref szkodliwego oddziaływania sejsmicznego w zabudowie powierzchniowej. 2. Skala GSI GZWKW W GZW do oceny oddziaływania wstrząsów górniczych i wywołanych nimi drgań gruntu na obiekty budowlane, liniowe obiekty infrastruktury podziemnej oraz ludzi, stosuje się Górniczą Skalę Intensywności GSI GZWKW (Mutke i in. 2012, Dubiński i in. 2012, Barański i in. 2014). Skala uwzględnia w opisach swoich stopni intensywności sejsmicznej reakcję budynków o najsłabszej konstrukcji w obszarze GZW, z podziałem na budynki w dobrym stanie technicznym oraz budynki o dużym zużyciu i w złym stanie technicznym. Syntetyczny opis stopni intensywności sejsmicznej IGSI przedstawia tab. 1. Parametry do oceny skutków drgań w skali GSI GZWKW to maksymalna pozioma amplituda prędkości drgań i czas trwania głównej fazy drgań. 1. Maksymalna amplituda prędkości drgań poziomych PGV Hmax, wyznaczona jako wypadkowa poziomego maksimum długości wektora, wyrażona w m/s: gdzie: v X (t) sejsmogram prędkości drgań zarejestrowanych na składowej poziomej x; v Y (t) sejsmogram prędkości drgań zarejestrowanych na składowej poziomej y; Odbiorniki drgań składowych poziomych x i y leżą w jednej płaszczyźnie i są wzajemnie prostopadłe. 2. Czas trwania składowej poziomej prędkości drgań t Hv. Czas trwania drgań jest wyznaczany z całki sumy kwadratów składowych poziomych prędkości drgań. Czas trwania oznacza przedział czasu zawarty pomiędzy tymi momentami czasowymi, kiedy intensywność określona wzorem: osiąga 5% i 95% swojej maksymalnej wartości gdzie: t k zmienna opisująca zależność intensywności od czasu. Syntetyczny opis stopni intensywności w skali GSI GZWKW przedstawiono w tab. 1. W ramach realizacji projektu międzynarodowego o akronimie COMEX, uwzględniając dodatkowo doświadczenia sejsmiczności indukowanej eksploatacją węgla w zagłębiach niemieckich oraz czeskich, na podstawie skali GSI GZWKW opracowano skalę MSIIS-15 o sześciu stopniach intensywności drgań. Wspólne dane pomiarowe pozwoliły uzyskać liczne i wiarygodne informacje o intensywności skutków dla bardzo dużych drgań PGV, na poziomie od m/s do ponad m/s. Stopnie intensywności sejsmicznej w skali MSIIS-15 przedstawiono na rys. 1. Aktualnie w Głównym Instytucie Górnictwa trwają prace nad opracowaniem wersji Górniczej Skali Intensywności Sejsmicznej (GSIS), kompatybilnej z wersją europejską MSIIS-15. W skali MSIIS-15 numerację stopni rozpoczyna się od intensywności 1, co odpowiada intensywności 0 w skali GSI GZWKW W tym artykule stopnie intensywności sejsmicznej wyznaczano według skali GSI GZWKW -2012, pozytywnie zaopiniowanej w roku 2012 przez Komisję ds. Ochrony Powierzchni przy WUG do stosowania w kopalniach węgla w GZW (opracowanej dla kopalń dawnej Kompanii Węglowej S.A.). (1) (2)

55 Nr 2 PRZEGLĄD GÓRNICZY 53 Tabela 1. Syntetyczny opis stopni intensywności sejsmicznej I GSI-2012 w skali GSI GZWKW Table 1. Synthetic description of degrees of mining seismic intensity I GSI-2012 scale GSI GZWKW Stopień I GSI-2012 czas t 1,5s PGV Hmax, m/s czas t 1,5s Odczuwalność drgań Zakres potencjalnych szkód 0 0,005 0,005 nieodczuwalne przez ludzi bądź słabo odczuwalne Nie powodują żadnych szkód I 0,005 0,020 0,005 0,010 silnie odczuwalne przez ludzi wewnątrz budynków, słabo przez ludzi na zewnątrz. Kołysanie wiszących przedmiotów Budynki w dobrym stanie technicznym: brak uszkodzeń Budynki w złym stanie technicznym: intensyfikacja istniejących rys lub pęknięć II 0,020 0,035 0,010 0,025 Wewnątrz budynków drgania są bardzo mocno odczuwalne. Cały budynek lekko się kołysze Budynki w dobrym stanie technicznym: intensyfikacja istniejących rys lub pęknięć Budynki w złym stanie technicznym: pierwsze uszkodzenia elementów wykończeniowych i niekonstrukcyjnych III 0,035 0,050 0,025 0,040 Silnie odczuwalne przez większość ludzi. Wielu wystraszonych wybiega na zewnątrz. Meble mogą się przesuwać. Cały budynek kołysze się Budynki w dobrym stanie technicznym: uszkodzenia elementów niekonstrukcyjnych Budynki w złym stanie technicznym: uszkodzenia elementów wykończeniowych. Pojedyncze, lekkie uszkodzenia elementów konstrukcyjnych, bez utraty sztywności i nośności budynku. IV > 0,050 > 0,040 Wstrząs bardzo silnie odczuwalny. W górnej granicy intensywności drgań ludzie mają problem z utrzymaniem równowagi. Duże przedmioty spadają z półek i stolików. Ludzie są mocno wystraszeni Budynki w dobrym stanie technicznym: uszkodzenia elementów konstrukcyjnych, niemających wpływu na nośność budynku. Liczne zarysowania i pęknięcia. Budynki w złym stanie technicznym: wiele lekkich uszkodzeń elementów konstrukcyjnych i niekonstrukcyjnych bez utraty nośności. W górnych wartościach stopnia IV (drgania rzędu 100 mm/s) możliwe są lekkie uszkodzenia konstrukcji nośnej i usztywniającej. Rys. 1. Górnicza skala instrumentalnej intensywności sejsmicznej (MSIIS-15) z krótkim opisem potencjalnych skutków drgań w budynkach Fig. 1. Mining Seismic Instrumental Intensity Scale (MSIIS-15) with a brief description the potential effects of vibration in buildings

56 54 PRZEGLĄD GÓRNICZY Sposób wyznaczania mapy intensywności drgań po wystąpieniu silnego wstrząsu górniczego Dotychczas rozkład amplitud prędkości drgań dla najsilniejszych wstrząsów górniczych w GZW (tzw. wstrząsów o charakterze regionalnym), wyznaczano na podstawie wzorów empirycznych (Mutke 1991, Chodacki 2013, Olszewska 2008), uwzględniając wpływ energii sejsmicznej, odległości hipocentralnej oraz amplifikacji drgań na prognozowane wartości amplitud PGV Hmax. Następnie na podstawie mapy PGV Hmax wyznaczano mapę stopni intensywności sejsmicznej, I GSI-2012 oddziaływania wstrząsów na środowisko powierzchniowe według skali GSI GZW Mapy takie, ze względu na złożoność zjawiska propagacji pola falowego oraz zaburzenia obrazu falowego przez złożoną budowę geologiczną i różne formy nieciągłości ośrodka skalnego, mogą znacznie odbiegać od wartości rzeczywistych (rejestrowanych). W celu uzyskania najbardziej wiarygodnych rozkładów parametrów drgań od silnych wstrząsów sejsmicznych zastosowano specjalistyczną metodę obliczania map PGV Hmax, polegającą na połączeniu preferowanej informacji o rzeczywistych drganiach z punktowych rejestracji sejsmometrycznych w terenie, z prognozą drgań wyliczoną na podstawie empirycznych relacji tłumienia. Do przedstawionej metody opracowano algorytm obliczeniowy i wykonano przykładowe obliczenia mapy izolinii parametru PGV H(r) oraz izolinii intensywności drgań I GSI-2012 dla silnego wstrząsu o energii sejsmicznej E=1E8 J z kopalni A. W algorytmie obliczeniowym zastosowano wzory regionalne relacji tłumienia, opracowane dla drgań twardego podłoża w GZW (Mutke 1991). W ostatecznej wersji wyznaczania rozkładu parametru drgań PGV H(r) uwzględniono również zjawisko amplifikacji oraz rzeczywiste wartości drgań PGV Hp (0), pomierzone na pięciu powierzchniowych stacjach sejsmometrycznych, zlokalizowanych w obszarze kopalni A. Do wykonania obliczeń opracowano dedykowany program komputerowy F-PGV zaimplementowany w języku Java, realizujący algorytm obliczający PGV H(r) w węzłach siatki, pokrywającej obszar kopalni A. Poszczególne kroki obliczeniowe obejmują: 1. Wyznaczenie ze wzoru aproksymacyjnego w węzłach siatki poziomych prędkości drgań podłoża skalnego w funkcji energii sejsmicznej i odległości hipocentralnej (Mutke 1991): V MD = [1,48 *10-3 (loge) 1,23 0,011] [1,55R 0,135 exp( 0,77R) + 0,040] (3) gdzie: E energia sejsmiczna wstrząsu, J, V MD maksymalne poziome amplitudy prędkości drgań skalnego podłoża, m/s, R 2 = D 2 + h 2, D odległość epicentralna, km; h głębokość ogniska, km. 2. Wyznaczenie w węzłach siatki aproksymowanych wartości amplitud poziomych prędkości drgań powierzchni terenu, PGV Hapr z uwzględnieniem amplifikacji drgań przez nadkład czwartorzędowy: PGV Hapr = V MD W f (4) gdzie: W f współczynnik amplifikacji drgań wyznaczony w węzłach siatki gridu. 3. Modyfikację prognozowanych parametrów drgań przez uwzględnienie rzeczywistych pomierzonych wartości składowych poziomych PGV Hp (n i,0) na n i stacjach sejsmometrycznych, zainstalowanych w określonych punktach analizowanego obszaru kopalni A. W tym celu wokół każdego punktu pomiarowego na powierzchni (stacji sejsmometrycznej n i ), wytyczono obszar o promieniu r=250m, w którym przyjmowano stałą wartość PGV Hp (n i,0), jaką zarejestrowano przy pomocy tej aparatury. W przypadku gdy dany węzeł gridu znajdował się w promieniu r 250m, więcej niż jednej stacji sejsmometrycznej, przyjmowano dla niego wartość zarejestrowaną na stanowisku sejsmometrycznym, które znajduje się najbliżej tego punktu. W przypadku równych odległości od kilku stacji, przyjmowano wartość zarejestrowaną w pierwszej z wprowadzonych (o tych samych odległościach). W odległości r od stacji sejsmometrycznej n i do każdego węzła siatki w analizowanym obszarze kopalni A, wartość drgań PGVH(r) aproksymowana była następująco: PGV H (r) i = d PGV Hp (n i,0) + (1-d) PGV Hapr (r) i (5) gdzie: PGV Hp (n i,0) wartość pomierzona na najbliższym stanowisku sejsmometrycznym n i od danego węzła siatki, oddalonym o r i od tego węzła, PGV Hapr (r) wartość obliczana ze wzorów aproksymacyjnych (3,4) z uwzględnieniem amplifikacji drgań w węźle siatki gridu zlokalizowanym w odległości r i od punktu obserwacyjnego (stacji sejsmometrycznej, n i ), n i stacje sejsmometryczne; i liczba naturalna odwzorowująca kolejne stacje sejsmometryczne, w zakresie od i=1 do liczby stacji, r i odległość punktu (węzła siatki gridu), dla którego obliczane jest PGV H (r) i, od stacji sejsmometrycznej n i, d współczynnik (bezwymiarowy); d = 250/r i dla r i >250 m; d = 1 dla r ni 250 m. Można zastosować inną procedurę modyfikacji parametrów drgań przez uwzględnienie rzeczywistych pomierzonych wartości składowych poziomych drgań PGV Hp (n i, 0) na n i stanowiskach w obszarze kopalni A. W opisanej wyżej i zastosowanej do obliczeń procedurze uwzględniano w aproksymacji amplitud prędkości drgań w każdym węźle siatki wartości pomierzone na najbliższym stanowisku sejsmometrycznym. Innym sposobem jest uwzględnienie w każdym punkcie obliczeniowym gridu wagowanych wartości PGV Hp (n i, 0), od każdego pomiaru rzeczywistego, wykonanego na stanowiskach n i zlokalizowanych w obszarze kopalni A, (Marcak 2014). Wówczas we wzorze (5) pierwszy człon po prawej stronie równania powinien być wyrażony przez średnią wartość z sumy tego wyrażenia dla wszystkich n i stacji sejsmometrycznych: W przypadku małej liczby sejsmometrycznych stacji pomiarowych i dużych różnic w wartościach zarejestrowanych amplitud PGV Hmax, sposób wykorzystujący wszystkie rejestracje, wagowane w każdym punkcie siatki, będzie lepiej odwzorowywał rozkład izolinii drgań. 4. Pomierzone parametry drgań wstrząsu z kopalni A o energii E=1E8 J Do weryfikacji zaproponowanego sposobu wyznaczania map intensywności drgań po wystąpieniu wstrząsu sejsmicznego z uwzględnieniem rzeczywistych rejestracji w miejscach (6)

57 Nr 2 PRZEGLĄD GÓRNICZY 55 Tabela 2. Parametry i intensywność drgań dla wstrząsu o energii sejsmicznej E = 1E8 J zarejestrowane na pięciu stacjach sejsmometrycznych w obszarze kopalni A Table 2. The vibration and seismic intensity for the mining tremors of seismic energy E = 1E8 J recorded at five seismic stations in the area of mine A Numer stacji pomiarowej Odległość epicentralna [m] PGA H10 [m/s2] tha [s] PGV Hmax [m/s] t Hv [s] Intensywność GSI GZWKW I GS I n ,711 0,63 0,0554 0,71 IV n ,534 2,51 0,0159 2,51 II n ,095 2,06 0,0304 2,1 II n ,542 1,88 0,0205 2,39 II n ,025 9,72 0,0012 9,99 0 obserwacji pomiarowych, wybrano silny wstrząs o energii sejsmicznej E=1E8 J z obszaru kopalni A. Wstrząs ten był najsilniejszym zjawiskiem sejsmicznym w obszarze kopalni A i charakteryzował się największymi parametrami drgań zarejestrowanymi w tej kopalni. Wartości pomierzonych parametrów drgań na poszczególnych pięciu stacjach sejsmometrycznych przedstawia tab. 2. Na rysunku 2 przedstawiono zarejestrowany sejsmogram prędkościowy i akcelerogram wstrząsu na stacji sejsmometrycznej n1, zlokalizowanej w strefie epicentrum (odległość epicentralna D=115 m), gdzie wartość pikowej amplitudy prędkości drgań wyniosła PGV=56 mm/s, a pikowej amplitudy przyspieszenia drgań, PGA=2.0 m/s 2, natomiast czasy trwania głównej fazy drgań były bardzo krótkie (niemal impulsowe wymuszenie związane z falą S). Wartości poziomych amplitud prędkości PGV Hmax =0.055 m/s oraz poziomych przyspieszeń drgań w paśmie do 10 Hz, PGA H10 =1.711 m/s 2 były bardzo wysokie jak dla wstrząsu o energii sejsmicznej E=1E8 J i nie były to wartości możliwe do wyznaczenia w oparciu jedynie o wzory empiryczne. W takich przypadkach dodatkowe informacje o rzeczywistych, pomierzonych parametrach drgań pozwalają na dużo bardziej wiarygodne wyznaczenie izolinii PGV lub PGA. Należy zwrócić uwagę, że niemal przy identycznej odległości epicentralnej stacji pomiarowych n2 i n3, amplitudy drgań PGA H10 oraz PGV Hmax różnią się dwukrotnie. Przyczyną tej rozbieżności nie jest ani czynnik energii sejsmicznej ani odległości epicentralnej. 5. Wyznaczenie map prędkości drgań i intensywności sejsmicznej I GSI-2012 oraz dyskusja wyników Pierwszą mapę PGV Hapr dla wstrząsu o E=1E8 J wyznaczono w oparciu o wzory 3 i 4, czyli jest to mapa drgań oparta wyłącznie na regionalnym wzorze aproksymacyjnym relacji tłumienia z uwzględnieniem amplifikacji drgań (rys. 3a). Na podstawie wyników obliczeń według wzoru (5) wykreślono z kolei mapę rozkładu izolinii prędkości drgań PG VH (r), uwzględniając wyniki rzeczywistych pomiarów drgań PGV Hp na pięciu stacjach sejsmometrycznych przedstawionych w tab. 2 (rys. 3b). Na mapach zaznaczono rzeczywiste wartości zarejestrowanych amplitud drgań PGV Hp. Na rys. 2a widoczne są duże różnice wartości aproksymowanych z relacji tłumienia (maksymalne wyliczone wartości amplitud PGV Hapr = 12 mm/s) z wartościami pomiarowymi (maksymalne zarejestrowane wartości amplitud PGV Hp = 56 mm/s). Różnica w strefie epicentralnej jest niemal 5-krotna. Z kolei na mapie z rys. 3b, zauważamy bardzo dobrą zgodność wartości obliczonych PGV H (r) z wartościami pomierzonymi dla analizowanego wstrząsu na poszczególnych stacjach sejsmometrycznych, PGVHmax(ni,0). Największe wyliczone amplitudy prędkości drgań PGV H (r) = 0,056 m/s są zgodne z zarejestrowanymi na stacji powierzchniowej n1. Również wyniki czterech pozostałych rejestracji sejsmometrycznych zgadzają się z wartościami obliczonymi, co oznacza, że zastosowana metoda pozwala na prawidłowe uwzględnienie zarówno efektów tłumienia i amplifikacji drgań, jak również efektów związanych z zaburzeniem drgań przez złożoną budowę geologiczną i nieciągłości w formie uskoków w warstwach geologicznych. Mapę intensywności sejsmicznej I GSI-2012 według skali GSI GZWKW (tab. 1) wyznaczono w oparciu o wartości amplitud PGV H (r), przedstawione na mapie, rys. 3b. Wyniki obliczeń stref intensywności sejsmicznej I GSI-2012 wraz z zaznaczonymi na mapach pomiarowymi wartościami drgań PGV Hp, przedstawiono na rys. 4a. W strefie epicentralnej intensywność sejsmiczna I GSI-2012 osiąga IV stopień. Na rysunku 4b przedstawiono interpretację intensywności sejsmicznej I GSI-2012 dla rejestracji ze stanowiska n1, na którym zarejestrowano największe amplitudy drgań PGV Hp =0.056 m/s. Dla tej rejestracji intensywność sejsmiczna I GSI-2012 również osiąga IV stopień. Odczyty z mapy (rys. 4a) i z obliczeń stopnia intensywności wstrząsu na stanowisku n1 (rys. 4b) pokazują, Rys. 2. Sejsmogram prędkościowy (PGV=0.056 m/s) - (a) i akcelerogram (PGA=2.0 m/s 2 ) - (b), zarejestrowane w strefie epicentralnej dla wstrząsu o energii sejsmicznej E=1E8 J w odległości epicentralnej D=115 m Fig. 2. Velocity vibration (PGV=0.056 m/s) - (a) and acceleration (PGA=2.0 m/s 2 ) (b), recorded in epicentral zone for mining tremor with seismic energy E=1E8 J

58 56 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Rys. 3. Mapa amplitud prędkości drgań PGV wyznaczona po wystąpieniu wstrząsu o energii sejsmicznej E = 1E8 J z kopalni A: a) wyłącznie na podstawie empirycznych wzorów na relacje tłumienia, PGV Hapr b)- z uwzględnieniem rzeczywistych rejestracji drgań na pięciu stacjach sejsmometrycznych, PGV H (r) Fig. 3. Map of the PGV velocity vibration determined after the seismic event of energy E = 1E8 J in the mine A: a) - solely on the basis of empirical attenuation relationships PGV Hapr ; b) using the real value of the PGV vibration recorded on five seismic stations, PGV H (r) Rys. 4. Mapa stref intensywności drgań I GSI-2012 wyznaczona w oparciu o nową metodę obliczania amplitud prędkości PG VH (r) - (a); Interpretacja intensywności drgań dla wstrząsu zarejestrowanego na stanowisku sejsmometrycznym n1 - (b) Fig. 4. Map of seismic intensity zones I GSI computed on bases of the new proposed method - (a); Interpretation of the seismic intensity I GSI of the seismic record at seismic station No. n1 - (b) że intensywność sejsmiczna IGSI-2012 wyznaczona z mapy prędkości drgań obliczonej według nowej metody jest zgodna z intensywnością wyznaczoną w miejscach rejestracji drgań przez zainstalowaną aparaturę sejsmometryczną. Mapę intensywności drgań obliczoną nową metodą porównano z miejscami posadowienia budynków, dla których udokumentowano uszkodzenia po wstrząsie i stwierdzono dobrą korelację stopni intensywności I GSI-2012 wyznaczonych z obserwacji sejsmometrycznych ze skutkami w tych budynkach (rys.5). Rys. 5. Mapa stref intensywności drgań I GSI-2012 z naniesionymi lokalizacjami budynków, dla których zgłoszono uszkodzenia budynków po wstrząsie trójkąty. Dwa trójkąty w kółkach to lokalizacja budynków, które zostały uszkodzone z powodu innych przyczyn niż wstrząs Fig. 5. Map of seismic intensity zones, I GSI with marked locations of buildings for which the damages were reported after the mining tremors - triangles. Two triangles in circles is the location of the buildings that have been damaged due to reasons other than mining tremor

59 Nr 2 PRZEGLĄD GÓRNICZY 57 Rys. 6. Dokumentacja fotograficzna uszkodzonego komina ponad dachem budynku Fig. 6. Photographic documentation of damaged chimney above the roof of the building Po wstrząsie odnotowywano prawie wyłącznie powiększanie się lub powstawanie nowych uszkodzeń w postaci zarysowań i niewielkich pęknięć tynków, odspojenia wypraw malarskich i fragmentów tynków, poluzowań dachówek (rys. 6), na połączeniach płyt żelbetowych i w ścianach zewnętrznych itp. (łącznie zarejestrowano 32 zgłoszenia o uszkodzeniach budynków). W jednym przypadku odnotowano spękanie i rozsypanie się fragmentu komina (w części ponad dachem), jednak udokumentowano, że komin ten był w bardzo złym stanie technicznym już przed zaistniałym wstrząsem (rys. 6). Przegląd budynków wykazał, że po analizowanym wstrząsie o energii sejsmicznej E=1E8 J i zarejestrowanych, na stanowisku sejsmicznym zlokalizowanym w obszarze epicentralnym, bardzo dużych wartościach prędkości drgań, PGV Hmax ~ mm/s oraz przyspieszenia drgań, PGA H10 ~ m/s 2, nie odnotowano uszkodzeń zagrażających bezpieczeństwu konstrukcji obiektów. Na dwa wykazane (w zestawieniu zbiorczym) niewielkie uszkodzenia elementów konstrukcyjnych jedno dotyczyło niewielkich powiększeń uszkodzeń ścian zewnętrznych, a drugie dotyczyło uszkodzenia komina (konstrukcji samonośnej), będącego w złym stanie technicznym przed wstrząsem. Budynki te znajdowały się w III stopniu intensywności drgań, i obserwowany w nich zakres uszkodzeń pozytywnie weryfikuje wiarygodność wskazań skali GSI GZWKW Z analizy mapy (rys. 5) wynika ponadto, że dwa budynki (z 32 zgłoszonych jako uszkodzone) znalazły się w strefie 0 stopnia intensywności drgań, czyli w strefie, w której nie należało oczekiwać wystąpienia uszkodzeń. Dla tych dwóch budynków wykonana została opinia budowlana (Ekspertyza 2016), w której stwierdza się, że wstrząsy górotworu nie miały związku z obserwowanymi uszkodzeniami w przedmiotowych obiektach. W ekspertyzie dowiedziono innych przyczyn powstania występujących i zgłoszonych uszkodzeń, do których to przyczyn zaliczono między innymi uszkodzenia pochodzenia termicznego od dachu w jednym z budynków oraz nierównomierne osiadanie drugiego budynku wybudowanego na zboczu o nachyleniu 8 i w konsekwencji wychyleniu z pionu ściany o 11mm/m. 6. Podsumowanie Opracowano nową metodę i algorytm wyznaczania map intensywności drgań po wystąpieniu silnego wstrząsu, uwzględniające w obliczeniach empiryczne relacje tłumienia opracowane dla obszaru badań, amplifikację drgań oraz rzeczywiste parametry zarejestrowane podczas wstrząsu przez powierzchniowe stacje sejsmometryczne. Wyniki obliczeń wykazują dobrą zgodność wartości obliczonych maksymalnych amplitud prędkości drgań PGV H (r) z wartościami pomierzonymi dla analizowanego wstrząsu na poszczególnych stacjach sejsmometrycznych. Zaprezentowana metoda pozwala na bardziej wiarygodne wyznaczanie map amplitud prędkości drgań PGV i map intensywności drgań I GSI, ponieważ uwzględnienie kilku rzeczywistych rejestracji sejsmometrycznych w obszarze badań pozwala lepiej uwzględnić zjawiska wpływające na parametry drgań, takie jak: mechanizm wstrząsu i związana z nim kierunkowość emisji fal sejsmicznych, pojawienie się fal powierzchniowych poza strefą epicentralną, amplifikacja topograficzna w strefach uskokowych, procesy dyfrakcji fal sejsmicznych związane z lokalnymi strukturami geologiczno-tektonicznymi, ogniskowanie promieni sejsmicznych oraz fale kanałowe występujące w określonych warunkach budowy geologicznej podłoża. Mapę intensywności sejsmicznej I GSI-2012 obliczoną nową metodą porównano z miejscami posadowienia budynków, dla których udokumentowano uszkodzenia po analizowanym wstrząsie i stwierdzono dobrą korelację wyznaczonych stopni intensywności z uszkodzeniami zaistniałymi w tych budynkach (rys. 4a). Publikacja częściowo finansowana z badań statutowych Głównego Instytutu Górnictwa o numerze Literatura ANDERSON J.G Source and site characteristics of earthquakes that have caused exceptional ground accelerations and velocities. BSSA, vol. 100, No 1., pp BAKER J.W An Introduction to Probabilistic Seismic Hazard Analysis (PSHA), p.77. BAŃKA P., KOŁODZIEJCZYK P., LIER E Wykorzystanie wyników pomiarów parametrów drgań gruntu do wyznaczenia wartości współczynnika amplifikacji drgań. Przegląd Górniczy nr 4, s.71. BARAŃSKI A., KLOC L., KOWAL T., MUTKE G Górnicza Skala Intensywności Drgań GSIGZWKW-2012 w odniesieniu do odporności dynamicznej budynków. Bezpieczeństwo Pracy i Ochrona Środowiska w Górnictwie nr 6, s i nr 11, s CHODACKI J Prognozowanie i ocena intensywności drgań wywołanych wstrząsami górniczymi dla obszaru GZW w oparciu o skalę GSI, rozprawa doktorska, GIG, s.175. CHODACKI J New ground motion prediction equation for peak ground velocity and duration of ground motion for mining tremors in Upper Silesia. Acta Geophysica, vol. 64, no 6, pp DOI: / acgeo DUBIŃSKI J., MUTKE G., STEC K., LURKA A., BARAŃSKI A Zasady stosowania zweryfikowanej górniczej skali intensywności drgań GSIGZWKW-2012 do prognozy i oceny skutków oddziaływania wstrząsów indukowanych eksploatacją złóż węgła kamiennego w zakładach górniczych kompanii węglowej S.A. na obiekty budowlane i ludzi (wersja opiniowana przez Komisję do spraw Ochrony Powierzchni przy WUG), Kompania Węglowa S.A. Materiały niepublikowane. Ekspertyza SITG: Opinia budowlana dotycząca budynków mieszkalnych położonych w Marklowicach przy ul. P. Musioła i w Rybniku przy ul. Hożej ustalająca związek przyczynowo-skutkowy między wstrząsami terenu górniczego a uszkodzeniami budynków. Grupa Rzeczoznawców SITG, Zarząd Oddziału w Rybniku. Rzeczoznawca wiodący dr hab. inż. Krzysztof Gromysz, Materiały niepublikowane. LASOCKI S., SZYBIŃSKI M., MATUSZCZYK J., MIREK J., PIELESZ A Prognozowanie drgań powierzchni wywołanych wstrząsami górniczymi przegląd krytyczny. Materiały Sympozjum Warsztaty 2000, Ustroń, Kraków, s MARCAK H Modele sygnałów sejsmometrycznych zarejestrowanych

60 58 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 na terenach górniczych. Materiały Sympozjum Warsztaty Górnicze, Instytut Gospodarki Surowcami Mineralnymi i Energią PAN, Bełchatów. MARCAK H Wpływ niejednorodności w pionowej strukturze nadkładu górniczego na strukturę zapisów sejsmometrycznych. Prace Naukowe GIG nr III, s MARCAK H Wyznaczanie intensywności drgań w oparciu o rejestracje sejsmologiczne. Opracowanie na zlecenie GIG. Praca niepublikowana. MUTKE G Metoda prognozowania parametrów drgań podłoża generowanych wstrząsami górniczymi w obszarze GZW. Rozprawa doktorska, Główny Instytut Górnictwa - Katowice. MUTKE G., CHODACKI J Charakterystyka parametrów drgań od najsilniejszych wstrząsów regionalnych w GZW w aspekcie kryteriów oceny intensywności w oparciu o skalę GSIGZW. W: Mutke G., Tatara T. (red). Wstrząsy górnicze charakterystyka parametrów drgań oraz kryteria oceny wpływu na obiekty budowlane. Prace Naukowe GIG, Górnictwo i Geologia nr 4/4, s MUTKE G., CHODACKI J., MUSZYŃSKI L., KREMERS S., FRITSCHEN R Mining Seismic Instrumental Intensity Scale MSIIS-15 veryfication in coal basines. AIMS Fith Int. Symp.: Mineral Resources and Mine Development. RWTH Aachen University. Vol 14, pp (ISBN ). MUTKE G., DWORAK J Czynniki warunkujące efekt sejsmiczny wstrząsów górniczych na powierzchniowe obiekty budowlane w obszarze GZW. Publs. Inst. Geophys. Pol. Acad. Sc., M 16 (245). MUTKE G., STEC K., LURKA A., CHODACKI J., SIATA R., HOLECZEK G., KURZEJA J Weryfikacja Górniczej Skali Intensywności Drgań GSIGZWKW, stosowanej w kopalniach Kompanii Węglowej S.A. od sierpnia 2008 roku, w aspekcie oceny skutków oddziaływania wstrząsów górniczych na obiekty budowlane i na ludzi. Dokumentacja pracy badawczej Głównego Instytutu Górnictwa Nr Praca niepublikowana. OKAMOTO S Introductions to Earthquake Engineering, University of Tokyo Press. OLSZEWSKA D Ocena efektów lokalnych i struktury częstotliwościowej sygnałów sejsmometrycznych dla poprawy dokładności prognozy rozprzestrzeniania drgań wzbudzanych wstrząsami górniczymi w LGOM. Rozprawa doktorska, AGH, Kraków. STEC K., LURKA A Wpływ kierunkowości radiacji fal sejsmicznych wysokoenergetycznego wstrząsu o energii 1,6 E+10 J na powierzchnię w kopalni węgla brunatnego Bełchatów. W: Mutke G., Tatara T. (red). Wstrząsy górnicze charakterystyka parametrów drgań oraz kryteria oceny wpływu na obiekty budowlane. Prace Naukowe GIG, Górnictwo i Geologia s STEC K., MUTKE G Prognoza parametrów drgań powierzchni do oceny intensywności oddziaływania wstrząsów górniczych z wykorzystaniem skali GSIGZW. Prace Naukowe GIG. Górnictwo i Środowisko nr 4/1, s TRIFUNAC M.D., BRADY A.G A study on the duration of strong earthquake ground motion. Bull. Seism. Soc. Am., 65, (3), s WALD, D.J., QUITORIANO, V., HEATON, T.H., AND KANAMORI, H Relationship between Peak Ground Acceleration, Peak Ground Velocity, and Modified Mercalli Intensity in California: Earthquake Spectra, v. 15, no. 3, s Artykuł wpłynął do redakcji październik 2016 Artykuł akceptowano do druku

61 Nr 2 PRZEGLĄD GÓRNICZY 59 Ocena szczelinowatości górotworu in situ porównanie wyników uzyskanych metodą aerometryczną oraz za pomocą badań introskopowych Testing of in-situ rock mass fracturing comparision of the results obtained by aerometric method and introscopic method Dr inż. Jacek Myszkowski * ) Mgr inż. Grzegorz Merta* ) Mgr inż. Aleksander Frejowski* ) Treść: W artykule podano wstępne wyniki badań szczelinowatości w pokładzie węgla za pomocą metody introskopowej oraz przy użyciu sondy aerometrycznej. Metody te charakteryzują się odmienną zasadą działania, bowiem wykorzystują różne zjawiska fizyczne. Uzyskane wyniki wskazują, że zastosowanie metody aerometrycznej stwarza możliwość określenia powierzchni i rozwarcia szczelin w badanym odcinku górotworu, natomiast nie ma możliwości określenia tą metodą dokładnej pozycji pojedynczego spękania. Taką cechą charakteryzuje się kamera introskopowa. Wykorzystanie obu tych metod w tym samym otworze wiertniczym powoduje, że uzyskane informację są pełne i pozwalają z dużo większą dokładnością scharakteryzować sieć spękań wokół wyrobiska zarówno, co do lokalizacji, jak i ich wielkości. Abstract: The article presents preliminary results of underground testing of fracturing in coal seam using a borehole camera (introscopic method) and using an aerometric probe. These methods are characterized by different working principle, in fact use various physical phenomenas. The results show that the method of aerometric probe gives the possibility of determining the areas and gapes of the fractures in the test section of the rock mass, while it is not possible to determine the precise position of a single fracture, such a feature of the introscopic method. The use of both methods in the same borehole causes the obtained information are complete and allows much more accurately describe the system of cracks around the excavation, both as to location and size. Słowa kluczowe: górotwór, szczelinowatość, badania Key words: rock mass, fracturing, testing 1. Wprowadzenie Górotwór w warunkach naturalnych (nienaruszony działalnością górniczą) charakteryzuje się naturalną siecią nieciągłości. Można tu wymienić np. szczeliny syngenetyczne, uskoki, spękania, szczeliny itp. Ich geneza związana jest z naturalnym polem naprężeń, jakie powstało w trakcie procesów geologicznych podczas kształtowania się skorupy ziemskiej do obecnych czasów. Działalność górnicza narusza ten stan, powodując tworzenie się w skałach spękań i szczelin wtórnych, które powstają w wyniku prowadzonych robót górniczych. Szczelinowatość skał jest zatem cechą strukturalną górotworu, która zmienia się wraz z ingerencją w górotwór, a ma jednocześnie wpływ na migracje wody oraz gazów w górotworze, jest też jednym z czynników determinujących prowadzoną eksploatację. W związku z tym istotna jest ocena szczelinowatości górotworu prowadzona najlepiej w warunkach in situ. W górnictwie podziemnym stosowane są m.in. badania szczelinowatości górotworu zarówno metodą introskopową (Merta, Frejowski 2015, Merta, Myszkowski 2004, Młynarczuk, Wierzbicki 2014), jak i przy zastosowaniu sondy aerometrycznej (Friedland 1965, Gwiazda, Hładysz 1973, Niemiec2001, Nierobisz 2014). Takie badania, przy wykorzystaniu autorskich metod, prowadzone są w Zakładzie Tąpań i Mechaniki Górotworu GIG w Katowicach. W artykule dokonano porównania wyników oceny szczelinowatości górotworu przy użyciu wyżej wymienionych metod. * ) Główny Instytut Górnictwa, Katowice

62 60 PRZEGLĄD GÓRNICZY Szczelinowatość jako cecha charakteryzująca górotwór Uwarstwiony górotwór karboński, w stanie nienaruszonym eksploatacją podziemną, charakteryzuje się występowaniem w nim systemów nieciągłości związanych zarówno z jego budową litologiczną, jak i cechami strukturalnymi oraz teksturalnymi budujących go skał (Kabiesz, Patyńska R. 2009). Szczelinowatość, wynikająca z występowania w skale systemu spękań i szczelin, zazwyczaj łączących się ze sobą, jest, oprócz porowatości, wodochłonności i odsączalności jedną z podstawowych właściwości hydrogeologicznych skał. Pojęcie szczelinowatości odnosi się do większości skał zwięzłych, a jej cechą charakterystyczną jest obecność sieci spękań i szczelin. Szczeliny różnią się od spękań tym, iż mają pewną mierzalną cechę zwaną rozwartością (Rogoż 2007). Ze względu na genezę rozróżnia się szczeliny syngenetyczne (powstałe w procesach formowania się skał, w skałach osadowych są one zazwyczaj prostopadłe do uławicenia), tektoniczne (powstałe w wyniku naprężeń ściskających i rozciągających), dzielące się na diaklazy (szczeliny tektoniczne, w których nie doszło do przesunięcia skał, a jedynie do odspojenia) i na paraklazy (szczeliny tektoniczne, w których doszło zarówno do przesunięcia skał, jak i ich odspojenia) oraz na szczeliny o genezie wietrzeniowej (szczeliny powstałe w wyniku procesów erozyjnych). W górotworze, w którym prowadzona jest eksploatacja górnicza, mogą natomiast powstawać szczeliny eksploatacyjne, będące wynikiem zmiany stanu naprężeń spowodowanej działalnością górniczą. Odwzorowanie orientacji spękań i szczelin prowadzi się najczęściej w formie tzw. róży spękań lub w formie sferycznej, czyli w postaci wykresu dającego informację o parametrach geometrycznych spękań (azymut biegu, azymut kierunku upadu) oraz częstotliwości występowania spękań w poszczególnych przedziałach od 0 do 360. Oprócz geometrycznej orientacji spękań i szczelin istotnym czynnikiem jest ich ilość w stosunku do rozpatrywanej długości, powierzchni czy też objętości (Kidybiński 1982). Można zatem wyróżnić następujące wskaźniki szczelinowatości: liniowy, wyrażający liczbę spękań/szczelin na jednostkę długości, np. w otworze wiertniczym, powierzchniowy, wyrażający liczbę spękań/szczelin na jednostkę powierzchni, np. na ociosie chodnika, przestrzenny, wyrażający liczbę spękań/szczelin na jednostkę objętości skały. Istnieje kilka klasyfikacji określenia szczelinowatości skał. Można tutaj m.in.wymienić: klasyfikacje geofizyczne gdzie ustalone kryteria klasyfikacji stopnia spękań warstw skalnych bazują na pomiarach prędkości fal sejsmicznych (Dubiński J. 1989, Sjögren i in.1979). Ich zastosowanie wymaga prowadzenia badań geofizycznych, klasyfikacja wg Kabiesza i Patyńskiej (2009) propozycja klasyfikacji przydatności otoczenia wyrobisk górniczych do spełniania przez nie funkcji podziemnych magazynów gazu i cieczy, klasyfikacja wg Kidybińskiego (1982), klasyfikacja wg Małkowskiego (2004). Spośród przytoczonych klasyfikacji najpopularniejszymi są dwie ostatnie. Pierwsza z nich określa następujące klasy skał: klasa I skały niespękane nie wykazują szczelin otwartych, a szczeliny zamknięte nie występują w odstępach większych niż 0,5 m, klasa II skały mało spękane z widocznymi otwartymi szczelinami o rozwarciu poniżej 2 mm, wydzielone szczelinami bloki, są większe od 20 cm i nie są przesunięte względem siebie, klasa III skały mocno spękane z widocznymi otwartymi szczelinami o rozwarciu 2 10 mm, wydzielone szczelinami bloki, są wielkości 8 20 cm i nie są przesunięte względem siebie, klasa IV skały bardzo mocno spękane z widocznymi otwartymi szczelinami o rozwarciu większym niż 10 mm, wydzielone szczelinami bloki, są poniżej 8 cm i są przesunięte względem siebie. Drugą ze stosowanych klasyfikacji jest klasyfikacja Małkowskiego (Małkowski 2004). Opiera się ona na wynikach badań introskopowych i uwzględnia zasięg występowania szczelin, liczbę szczelin w zasięgu ich występowania oraz ich rozwarcie i przedstawia się następująco (tab. 1): 3. Pomiary przy użyciu sondy aerometrycznej Badania szczelinowatości w pokładzie 310 w KD Barbara wykonano za pomocą aparatury aerometrycznej (rys. 1), która składa się z sondy pomiarowej oraz elementów sterowania i kontroli. Do części składowych aparatury znajdującej się w wyrobisku chodnikowym należą: zbiornik, w którym ciśnienie powietrza wytwarzane jest za pomocą sprężarki napędzanej wiertarką górniczą, zespół zaworów służących do sterowania ciśnieniem powietrza oraz aparatura pozwalająca rejestrować zmiany wartości ciśnienia w czasie (laptop dołowy z kartą pomiarową i czujnikiem ciśnienia). Cyfrowa rejestracja zmian ciśnienia pozwala rejestrować uzyskane wyniki z dużą dokładnością. Sondę pomiarową w otworze badawczym umieszcza się za pomocą tyczek, obok których wprowadza się również dwa przewody ciśnieniowe. Służą one do tłoczenia powietrza osobno do dwóch kołnierzy uszczelniających oraz do odcinka sondy znajdującego się pomiędzy nimi. Pomiar intensywności spękań i szczelin na długości otworu zawartego pomiędzy rozpartymi kołnierzami uszczelniającymi polega na określeniu czasu spadku ciśnienia w układzie zamkniętym utworzonym przez zbiornik, jeden z przewodów ciśnieniowych oraz odcinek otworu wiertniczego. Czas spadku ciśnienia w powyższym układzie jest proporcjonalny do wielkości i ilości szczelin znajdujących się na badanym odcinku otworu. Tabela 1. Klasyfikacja szczelinowatości górotworu wg Małkowskiego (2004) Table 1. Classification of rock mass fracturing by Małkowski (2004) Klasa Opis górotworu Jakość górotworu Rozwarcie szczelin S s Zasięg spękań f z Całkowita liczba spękań I s I Górotwór nienaruszony Doskonała Do kilku mm Do 0,5 m Poniżej 10 II Górotwór blokowy Bardzo dobra Do 20 mm Do 1,5 m Poniżej 25 III Górotwór słabo spękany Dobra Do 80 mm Do 2,5 m Poniżej 40 IV Górotwór spękany Średnia Do 150 mm Do 4 m Poniżej 70 V Górotwór zniszczony Słaba Od mm Do 6 m Poniżej 100 VI Górotwór całkowicie zniszczony Bardzo słaba Powyżej 250mm Powyżej 6 m Powyżej 100

63 Nr 2 PRZEGLĄD GÓRNICZY 61 Rys. 1. Schemat aparatury aerometrycznej do pomiaru szczelinowatości górotworu Fig. 1. Scheme of aerometric probe for testing of rock mass fracturing Pomiar czasu spadku ciśnienia powietrza w wyżej opisanym układzie mierzony jest w zakresie wartości 0,40 0,25 MPa i pozwala oznaczyć następujące parametry: otwór równoznaczny spękania S o rozumiany jako sumaryczna wartość powierzchni spękań znajdujących się w pobocznicy otworu wiertniczego na długości badanego odcinka (wyrażany w mm 2 ), wskaźnik szczelinowatości K s wyrażający sumaryczny współudział powierzchni szczelin dla pola powierzchni pobocznicy badanego odcinka górotworu (wyrażony w %lub ), sumaryczna rozwartość szczelin R s określona na odcinku pomiarowym otworu (w mm). Wartości tych parametrów obliczane są na podstawie następujących funkcji empirycznych: otwór równoznaczny spękania S o gdzie: 39,866 mm 2 ; 0,7169 1/s stałe cechowania przyrządu t zmierzony czas spadku ciśnienia powietrza. wskaźnik szczelinowatości K s gdzie: S o otwór równoznaczny spękania, mm 2, 1000 stała do przeliczeń promilowych, (1) (2) powierzchnia pobocznicy walca badanego odcinka otworu mm 2 o średnicy 49 mm, sumaryczna rozwartość szczelin R s gdzie: 154 mm obwód otworu badawczego o średnicy 49 mm. Badania za pomocą wyżej opisanej aparatury i metody przeprowadzono w dwóch otworach wiertniczych o długości około 6 oraz 9 metrów oraz średnicy 49 mm. Otwory te były wykonane jako poziome. Poniżej podano wyniki pomiarów szczelinowatości za pomocą metody aerometrycznej w tych otworach. Analizując uzyskane wyniki stwierdzono, że pokład węgla w otoczeniu otworu nr 1 charakteryzował się niskim wskaźnikiem szczelinowatości K S. Wartość tego wskaźnika na odcinku otworu do 4,6 zawierała się w granicach od 0,017 do maksymalnie do 0,097. Świadczy to o występowaniu szczelin w górotworze o sumarycznym rozwarciu na poszczególnych odcinkach pomiarowych nie większym niż 0,025 mm. Na pozostałym odcinku tego otworu, tj. od głębokości ok. 4,6 m do końca wartość wskaźnika szczelinowatości pokładu węgla była ponaddwukrotnie większa i wynosiła 0,25. Odpowiada to sumarycznemu rozwarciu szczelin rzędu 0,07 mm na poszczególnych odcinkach badawczych otworu (rys. 2, tab. 2). (3) Tabela 2. Wyniki badań sondą aerometryczną w otworze nr 1 Table 2. Test results by aerometric probe in borehole no. 1 Długość otworu, m Wybrane parametry charakteryzujące stan spękania pobocznicy otworu nr 1 Czas spadku ciśnienia, s S O, mm 2 K S, R S, mm 1,8 2,1 29,25 2,00 0,053 0,014 2,1 2,4 41,81 1,38 0,036 0,010 2,4 2,7 16,59 3,66 0,097 0,025 2,7 3,0 43,18 1,33 0,035 0,009 3,0 3,3 77,24 0,73 0,019 0,005 3,3 3,6 88,98 0,63 0,017 0,004 3,6 3,9 51,37 1,11 0,029 0,008 3,9 4,2 21,72 2,74 0,072 0,019 4,2 4,5 43,85 1,31 0,035 0,009 4,5 4,8 56,09 1,02 0,027 0,007 4,8 5,1 7,19 9,60 0,254 0,066 5,1 5,4 43,97 1,31 0,035 0,009 5,4 5,7 7,26 9,48 0,251 0,066

64 62 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Rys. 2. Rozkład wskaźnika szczelinowatości [K S ] wzdłuż osi otworu badawczego nr 1 Fig. 2. Distribution of rock mass fracturing index [K S ] along the axis of borehole no. 1 Tabela 3. Wyniki badań sondą aerometryczną w otworze nr 2 Table 3. Test results by aerometric probe in borehole no. 1 Długość otworu, m Wybrane parametry charakteryzujące stan spękania pobocznicy otworu nr 2 Czas spadku ciśnienia, s S O,mm 2 K S, R S, mm 2,2 2,5 7,36 9,32 0,247 0,065 2,5 2,8 7,59 8,98 0,237 0,062 2,8 3,1 7,75 8,75 0,231 0,061 3,1 3,4 7,31 9,40 0,249 0,065 3,4 3,7 7,31 9,40 0,249 0,065 3,7 4,0 8,73 7,58 0,201 0,052 4,0 4,3 7,31 9,40 0,249 0,065 4,3 4,6 7,35 9,34 0,247 0,065 4,6 4,7 7,34 9,35 0,247 0,065 4,9 5,2 14,28 4,32 0,114 0,030 5,2 5,5 7,45 9,18 0,243 0,064 5,5 5,8 7,24 9,51 0,252 0,066 5,8 6,1 7,87 8,59 0,227 0,059 6,1 6,4 38,34 1,51 0,040 0,010 6,4 6,7 9,59 6,79 0,179 0,047 6,7 7,0 63,41 0,90 0,024 0,006 7,0 7,3 12,07 5,21 0,138 0,036 7,3 7,6 60,87 0,93 0,025 0,006 7,6 7,9 126,15 0,45 0,012 0,003 7,9 8,2 421,56 0,13 0,004 0,001 8,2 8,5 32,39 1,79 0,047 0,012 W przypadku badań prowadzonych w otworze nr 2 stwierdzono, że jego otoczenie charakteryzowało się znacznie większą szczelinowatością, niż miało to miejsce w przypadku poprzedniego badania (otwór nr 1). Do głębokości ok. 5,8 m wartość wskaźnika szczelinowatości pokładu węgla wynosiła ok. 0,25. Odpowiada to rozwarciu szczelin na poszczególnych odcinkach pomiarowych rzędu 0,06 mm. Spadek wartości wskaźnika szczelinowatości do 0,114 wystąpił w odległości ok. 5 m, licząc od wlotu otworu badawczego. W dalszej części badanego otworu, wartość wskaźnika K S maleje, osiągając w końcowym odcinku otworu najniższą wartość rzędu 0,001 (rys. 3, tab. 3). 4. Badania przy użyciu kamery introskopowej Istota badań introskopowych polega na wizualnej penetracji wnętrza otworu wiertniczego przy pomocy zminiaturyzowanej kamery (rys. 4), umieszczonej wewnątrz metalowego korpusu o średnicy 35 mm. Korpus kamery wprowadza się do otworu wiertniczego na lekkich, bagnetowo łączonych tyczkach. Widok obserwowanej w danej chwili ścianki otworu przekazywany jest do monitora zintegrowanego z cyfrowym rejestratorem video. Możliwe jest uzyskanie powiększenia obrazu badanego obiektu, co pozwala badać defekty materiałowe, o rozmiarach rzędu 0,1 mm. Możliwość nagrywania

65 Nr 2 PRZEGLĄD GÓRNICZY 63 Rys. 3. Rozkład wskaźnika szczelinowatości [K S ] wzdłuż osi otworu badawczego nr 2 Fig. 3. Distribution of rock mass fracturing index [K S ] along the axis of borehole no. 2 pomiary z zastosowaniem sondy aerometrycznej. Metodyka badań oraz wykorzystany sprzęt badawczy przedstawiono m. in. (Merta, Myszkowski 2004, Merta, Frejowski 2015). Opis uzyskanych wyników przedstawiono w tab. 4 i 5. Badania introskopowe wykonane w otworze nr 1 wykazały, że pobocznica tego otworu, praktycznie na całej długości jest gładka, a węgiel posiada jednolitą strukturę. Na całej długości badanego otworu zaobserwowano jedynie dwie wyraźnie zaznaczone szczeliny (wyrwy) o rozwarciu rzędu 5 mm (tab. 4). Na dnie badanego otworu zalegały w niewielkiej ilości zwierciny o drobnej granulacji. Rys. 4. Aparatura do badań introskopowych Fig. 4. The tools for introscopictests komentarza dźwiękowego znacznie poszerza zakres analizy danych. Badania przy pomocy kamery introskopowej wykonano w tych samych otworach, w których wcześniej wykonano Badania introskopowe wykonane w drugim otworze wykazały, że jego pobocznica jest niejednorodna na długości 6,5 m licząc od wlotu. Na tym odcinku stwierdzono występowanie szeregu, zarówno drobnych spękań w caliźnie węglowej, jak i obecność wyrw i szczelin. Powyżej 6,5 m pobocznica otworu była gładka i pozbawiona spękań. Od odległości 7,4 m stwierdzono występowanie łupku ilastego (tab. 5). W otworze badawczym nr 2 praktycznie na całej jego długości występowały drobne zwierciny, co powodowało, że niemożliwa była obserwacja dna otworu, a jedynie bocznych ścianek oraz górnej jego części. Obecność zwiercin powodowała zasłanianie części obserwacyjnej głowicy, uniemożliwiając tym samym obserwacje. Tabela 4. Charakterystyka otworu badawczego nr 1 na podstawie badań introskopowych Table 4. Characteristic of borehole no. 1 based of introscopic tests Długość otworu, m Opis pobocznicy otworu 0,6 4,0 Gładkie ścianki otworu, brak spękań, węgiel zwięzły o jednolitej strukturze 4,0 Wyraźna szczelina, wyrwa w pobocznicy otworu 4,6 4,9 Nierówne ścianki otworu, wyraźnie widoczna struktura węgla, duże ilości zwiercin w otworze 5,2 Wyraźna szczelina, wyrwa 5,4 Koniec otworu (zator)

66 64 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Tabela 5. Charakterystyka otworu badawczego nr 2 na podstawie badań introskopowych Table 5. Characteristic of borehole no. 2 based of introscopic tests Długość otworu, m Opis pobocznicy otworu 1,1 Wyraźna szczelina wypełniona drobnymi fragmentami węgla 1,4 Szczelina o rozwarciu ok. 5 mm z drobnymi fragmentami węgla 1,48 Wyraźna szczelina, występują drobne okruchy węgla 1,7 Drobne spękania węgla 1,8 Drobne spękania węgla 2,0 Wyraźna szczelina, widoczna struktura węgla 2,2 Szczelina o niewielkim rozwarciu, ok. 2 mm 2,35 Drobna szczelina o rozwarciu ok. 1 mm 2,45 Wyraźna szczelina, występują drobne okruchy węgla 2,7 Dobna szczelina (wyrwa w ściance otworu) 3,4 Ścianki otworu nierówne, poszarpane, wyraźna szczelina 3,75 Drobna wyrwa w pobocznicy otworu 4,2 Wyrwy w pobocznicy otworu 4,8 Wyrwa w pobocznicy otworu 5,5 Wyrwa w pobocznicy otworu 6,4 Nierówne ścianki otworu, wtrącenia pirytu 6,5 7,4 Pobocznica otworu gładka, brak spękań 7,4 8,1 Początek warstwy łupku ilastego, brak spękań, pobocznica otworu gładka 8,1 Koniec otworu (zator) 5. Porównanie wyników metod badawczych Powyżej przedstawiono wyniki badań szczelinowatości górotworu, analizując dane uzyskane przy pomocy dwóch metod, tj. aerometrycznej oraz introskopowej. Metody te zasadniczo różnią się zarówno pod względem zasady działania, jak też i formy uzyskiwanych wyników. Metoda aerometryczna pozwala określić stopień spękania (zeszczelinowania) górotworu na podstawie czasu spadku ciśnienia powietrza wtłaczanego do górotworu. Założeniem tej metody jest zasada, że im większy jest stopień spękania górotworu, tym czas spadku ciśnienia powietrza jest krótszy. Metoda ta nie pozwala jednak na wizualizację wnętrza otworu badawczego, a tym samym nie jest możliwe stwierdzenie, czy wysoka wartość wskaźnika szczelinowatości wynika z istnienia wyraźnych szczelin w caliźnie, czy też jest skutkiem większej liczby drobnych spękań o nieznacznych rozwarciach. Metoda introskopowa umożliwia wizualizację wnętrza badanych otworów, umożliwiając tym samym dokładne określenie nawet drobnych spękań o wielkości rzędu 1 mm, przy spełnionym warunku dobrej widoczności. Nie pozwala natomiast określić rzeczywistej ich głębokości, co szczególnie dotyczy spękań o rozwarciu rzędu do kilkunastu milimetrów. Jest to istotna wada tej metody, ponieważ nie można stwierdzić, czy obserwowana pustka jest szczeliną o głębokim zasięgu, czy też wyłącznie lokalną wyrwą w otworze o niewielkiej głębokości. W przypadku otworu badawczego nr 1 można dopatrzyć się pewnej korelacji wyników obydwu badań. Zauważyć można, że na odcinku otworu do głębokości ok. 4,5 m nie występują żadne szczeliny, ani spękania pobocznicy otworu. Badania aerometryczne w dużym stopniu korelują się z tymi obserwacjami i wykazały, że na tym odcinku wskaźnik szczelinowatości K S osiąga bardzo niskie wartości wynoszące 0,027 0,035. W końcowej części tego otworu występuje natomiast wyraźnie zaznaczona szczelina w pobocznicy otworu. Badania aerometryczne potwierdzają fakt jej występowania, wartość wskaźnika szczelinowatości osiąga w tym miejscu najwyższe wartości. Nieco inna sytuacja występuje w drugim otworze badawczym. Na całej długości tego otworu pobocznica otworu jest nierówna, występują drobne wyrwy o niewielkich rozmiarach. Sporadycznie występują lokalne szczeliny o niewielkim rozwarciu i prawdopodobnie niewielkiej głębokości. Pomimo to badania aerometryczne wykazały, że na przeważającej długości otworu, tj. do około 6,5 m wartość wskaźnika K S jest wysoka, rzędu 0,25. W tym przypadku, faktu tego nie można wiązać z występowaniem wyraźnych, widocznych szczelin w górotworze. O ile wokół tego otworu występują szczeliny, to ich rozwarcie jest tak niewielkie, że zaobserwowanie ich przy pomocy kamery introskopowej jest niemożliwe. Próbując wyjaśnić mechanizm ww. zjawisk można pokusić się o ich wytłumaczenie na podstawie hipotetycznego modelu przepływu powietrza w caliźnie, wokół aerometrycznej sondy otworowej umieszczonej w otworze badawczym (rys. 5). Rys. 5. Drogi możliwego przepływu powietrza wokół otworu badawczego podczas badań metodą areometryczną Fig. 5. The ways of airflow around the borehole during tests by aerometric method

67 Nr 2 PRZEGLĄD GÓRNICZY 65 W przypadku prawidłowego umieszczenia sondy w czystym otworze i dokładnym jej rozparciu, sprężone powietrze migruje do calizny przez system szczelin zgodnie z kierunkiem 1 (rys. 4). Jest to najprostsza droga ucieczki powietrza w przypadku występowania lokalnych pojedynczych szczelin. W przypadku, gdy calizna charakteryzuje się gęsta siecią spękań, nawet o niewielkich rozmiarach, sprężone powietrze może przedostawać się poza kołnierze uszczelniające do wnętrza otworu wiertniczego zgodnie z drogą 2. W przypadku prowadzenia badań w otworze, w którym znajdują się nawet niewielkie ilości nieusuniętych zwiercin, niemożliwe jest dokładne uszczelnienie otworu poprzez rozparcie kołnierzy uszczelniających. Zwierciny występujące pomiędzy kołnierzami a pobocznicą otworu stanowią łatwo przepuszczalną warstwę dla sprężonego powietrza, poprzez którą będą następowały jego straty (droga 3). W takim przypadku wiarygodność uzyskanych wyników badań może budzić spore wątpliwości. 6. Podsumowanie i wnioski Badania szczelinowatości górotworu oraz zasięgu strefy spękań pozwalają ocenić jego wewnętrzną strukturę oraz pozyskać szereg cennych informacji stanowiących podstawę m.in. do określenia stateczności stropu wyrobisk, wyznaczenia zasięgu odspojenia niezbędnego dla projektowania systemów obudowy, oceny stopnia rekonsolidacji gruzowiska zawałowego i wielu innych. Badania wykonywane metodą aerometryczną oraz introskopową pozwalają na dokonanie takiej oceny, a ich zastosowanie w tych samych warunkach pozwala znacząco rozszerzyć wiedzę na temat struktury wewnętrznej badanego górotworu. Niewątpliwą zaletą jednoczesnego stosowania tych metod jest fakt, że można ich użyć w tym samym środowisku (otworze wiertniczym) w stosunkowo krótkim odstępie czasu. Eliminuje to zatem konieczność wykonywania dodatkowych prac związanych z potrzebami badawczymi. Metodyka badań przedstawiona w niniejszym artykule, stanowiąca połączenie metod aerometrycznej i introskopowej jest pierwszą próbą dokonania rozszerzonej analizy stanu spękania górotworu na podstawie porównania wyników dokonanych tymi metodami i dającymi wyniki w całkowicie innej postaci. Do chwili obecnej zakres badań należy uznać za znikomy, gdyż zostały one przeprowadzone tylko w dwóch otworach badawczych. Jednak uzyskane wyniki już na tym etapie pozwalają na sformułowanie szeregu wniosków, dla których konieczne będą dalsze, rozszerzone badania. Pozwolą one na wyznaczenie zarówno metodyki ich prowadzenia, jak również określenie pewnych kryteriów dla końcowej oceny stanu spękania górotworu. Reasumując można stwierdzić, że: 1. Dokonano pierwszej próby porównania wyników badań stopnia spękania górotworu uzyskanych metodami introskopową i aerometryczną. Badania wykonane zostały w KD Barbara w pokładzie 310 w dwóch otworach poziomych. W pierwszej kolejności wykonano pomiary metodą aerometryczną, a następnie badania przy pomocy kamery. 2. Porównanie uzyskanych wyników wykazało, że w pewnych przypadkach istnieje korelacja pomiędzy występowaniem widocznych spękań w górotworze a wysoką wartością wskaźnika szczelinowatości KS; dotyczy to badań wykonanych w otworze nr 1. W przypadku otworu nr 2, odnalezienie takiej korelacji jest trudne do jednoznacznego określenia. 3. W otworze badawczym nr 2 obserwacje pobocznicy otworu wykazały, że jest ona nierówna, występują drobne lokalne wyrwy oraz znaczna ilość zwiercin praktycznie na całej jego długości. Z tego też powodu przedstawiono możliwości migracji powietrza w badanym odcinku tego otworu oraz warunki prowadzenia dalszych badań, które pozwolą wyeliminować zaobserwowane, niekorzystne zjawiska. 4. Wykonanie wiarygodnych badań przy pomocy obydwu metod wymaga wykonania otworów badawczych o średnicy od 48 do około 65 mm. Wynika to z możliwości pracy sondy aerometrycznej, której parametry dostosowane są do takich rozmiarów otworu wiertniczego oraz gabarytów kamery introskopwej. 5. Otwory badawcze powinny być bezwzględnie wyczyszczone ze zwiercin. Pozwala to na wiarygodną obserwację ich pobocznicy przy pomocy kamery oraz dokładne uszczelnienie otworu pomiędzy kołnierzami głowicy aerometrycznej. Można więc uznać, że najkorzystniejsze warunki dla badań tymi metodami będą w otworach pionowych i skośnych wykonanych w górę. W takich warunkach następuje samoistne (grawitacyjne) usuwanie zwiercinn z otworu. W przypadku otworów poziomych, bądź prawie poziomych konieczne jest dokładne ich przepłukanie przed wykonaniem badań. Duże wątpliwości budzi możliwość prowadzenia badań w otworach skierowanych w dół. W takim przypadku znaczna ilość zwiercin zostanie na dnie otworu, ograniczając zakres badań, a w przypadku zawodnienia takiego otworu ich wykonanie staje się dla obydwu metod niemożliwe. 6. Z uwagi na stosunkowo niską rozdzielczość kamery, szczeliny o wielkości rozwarcia rzędu 0,05 mm są niemożliwe do stwierdzenia. 7. Zastosowanie kamery introskopowej, jak i sondy nie daje możliwości określenia głębokości szczelin, a co za tym idzie ustalenia genezy powstania pęknięcia (naturalnego czy wynikającego z procesu wiercenia otworu lub prowadzonych robót górniczych). 8. Wydaje się, że korzystniejszym wariantem kolejności badań jest wykonanie jako pierwszych pomiarów sondą aerometryczną, która jako metoda inwazyjna w pewnym stopniu może powodować usunięcie części zwiercin pozostałych na ściankach otworu, pozwalając zaobserwować w ten sposób zmiany za pomocą kamery introskopowej. Jednak na obecnym etapie prawidłowa (bardziej korzystna) kolejność prowadzenia badań z pomocą przedmiotowych metod jest dyskusyjna. W artykule wykorzystano częściowe wyniki uzskane z pracy statutowej GIG nr Literatura DUBIŃSKI J Sejsmiczna metoda wyprzedzającej oceny zagrożenia wstrząsami górniczymi w kopalniach węgla kamiennego. Prace GIG, seria dodatkowa. Katowice. FRIEDLAND A.M Issliedowanijetreszczinowatostiparod w massiwieokrużjuszczimgornujuwyrabotku. Szachtnoje Stroitielstwo nr 5. GWIAZDA J., HŁADYSZ Z Badania szczelinowatości skał za pomocą pneumatycznej sondy otworowej. Biuletyn GIG nr 2, Katowice. KABIESZ J., PATYŃSKA R Badania zasięgu i intensywności strefy spękań wokół chodnikowych wyrobisk korytarzowych. Górnictwo i Geoinżynieria. R. 33, t. 1, s KIDYBIŃSKI A Podstawy geotechniki kopalnianej. Wydawnictwo Śląsk, Katowice. MAŁKOWSKI P Obserwacje stref spękań wokół wyrobisk kory-

68 66 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 tarzowych dla oceny jakości górotworu. Materiały XXVII ZSMG Geotechnika i budownictwo specjalne. Zakopane. MERTA G., FREJOWSKI A Ocena stanu spękania górotworu w rejonie georeaktora podziemnego zgazowania węgla. Wiadomości Górnicze nr 5, s MERTA G., MYSZKOWSKI J Badania introskopowe w otworach wiertniczych, zastosowanie, ocena metody. Materiały XI Międzynarodowej Konferencji Naukowo-Technicznej Tąpania Ustroń, s MŁYNARCZUK M., WIERZBICKI M Badania szczelinowatości górotworu wokół otworu odmetanowania na podstawie analizy zapisów z kamery introskopowej. Prace Instytutu Mechaniki Górotworu PAN. T. 14, nr 1-4, s NIEMIEC. B Doświadczenia w stosowaniu sondy aerometrycznej w wybranych kopalniach węgla. Miesięcznik WUG nr 2, s NIEROBISZ A Sonda aerometryczna jako narzędzie do badania szczelinowatości górotworu. Przegląd Górniczy nr 3, s ROGOŻ M Dynamika wód podziemnych. Wydawnictwo GIG. SJÖGREN B., OFSTHUS A. SANDBERG J Seismic classification of rock mass qualities. Geophys. Prps. 27, str , Artykuł wpłynął do redakcji grudzień 2016 Artykuł akceptowano do druku NACZELNY REDAKTOR w zeszycie 1-2/2010 Przeglądu Górniczego, zwrócił się do kadr górniczych z zachętą do publikowania artykułów ukierunkowanych na wywołanie POLEMIKI DYSKUSJI. Trudnych problemów, które czekają na rzetelną, merytoryczną wymianę poglądów jest wiele! Od niej w znaczącej mierze zależy skuteczność praktyki i nauki górniczej w działaniach na rzecz bezpieczeństwa górniczego oraz postępu technicznego i ekonomicznej efektywności eksploatacji złóż. Od naszego wysiłku w poszukiwaniu najlepszych rozwiązań zależy przyszłość polskiego górnictwa!!!

69 Nr 2 PRZEGLĄD GÓRNICZY 67 Analiza zależności wybranych parametrów tąpnięć zaistniałych w kopalniach węgla kamiennego The analysis of the dependence between selected rock burst parameters in hard coal mines Dr inż. Renata Patyńska* ) Treść: W celu oceny parametrów przyczyn i skutków charakteryzujących tąpnięcia zaistniałe w kopalniach Górnośląskiego Zagłębia Węglowego, wyselekcjonowano najbardziej istotne i mierzalne ich wartości, takie jak: głębokość eksploatacji, grubość warstwy tąpiącej oraz odległość pomiędzy ogniskiem a skutkiem wstrząsu. Parametry te reprezentują mierzalne cechy górotworu, w którym odnotowano 130 przypadki tąpnięć. Analiza korelacji wykazała, że dwa podstawowe geologiczne parametry złoża, tj. głębokość pokładu, w którym zaistniało tąpnięcie oraz grubość warstwy tąpiącej, posiadają statystycznie istotne znaczenie w ocenie ich wzajemnego udziału i wzrostu zagrożenia tąpaniami. Abstract: For the assessment of the parameters characterizing the causes and effects of the rock burst occurred in the hard coal mines in the Upper Silesian Coal Basin were selected the most significant and measureable parameters values, such as the depth of exploitation, thickness of tremor-prone rock layers and the distance between the tremor source and the tremor effects. These parameters represent the measureable qualities of rock mass, which reported 130 cases of rock bursts. Analysis of correlation showed that two main geological parameters of the hard coal deposit: depth of coal seam, where occurred rock burst and thickness of the tremor-prone rock layer, are statistically significant in the evaluation of their mutual participation and increased risk of rock burst. Słowa kluczowe: górnictwo węgla kamiennego, parametryzacja tąpnięć Key words: hard coal mining, parameters of rock burts 1. Wprowadzenie Przepisy do Prawa Geologicznego i Górniczego stanowią, że pokłady zaliczone do I, II bądź III stopnia zagrożenia tąpaniami zalegają w górotworze i skałach skłonnych do tąpań. W pracy (Konopko 2006) podano ilościowe kryteria kwalifikowania skłonności górotworu do tąpań w oparciu o równoważnik wytrzymałościowy stropu piaskowcowego, aktywność sejsmiczną lub też w oparciu o charakterystykę wytrzymałościowo-deformacyjną układu strop-pokład-spąg. Zasadniczo, w warunkach niezaburzonego tektonicznie pokładu i górotworu o zagrożeniu tąpaniami stanowią: stan naprężenia, właściwości mechaniczne pokładu i skał go otaczających oraz sejsmiczność generowana robotami górniczymi. Ta ostatnia jest rezultatem zachodzącej destrukcji podbieranych warstw skalnych o wysokich parametrach wytrzymałościowych, a w szczególności tak zwanych warstw wstrząsogennych. Zasadniczo stanowią je grube, monolityczne warstwy piaskowców i/lub iłowców, o odpowiednio wysokiej wytrzymałości i grubości. Zagrożenie tąpaniami zwiększa się wraz z głębokością prowadzenia robót i wynikającym stąd zwiększonym stanem naprężenia w górotworze i gradientu jego zmian. Przy ogólnym wysokim naprężeniu tąpnięcia występują przy relatywnie niskich energiach wstrząsów górotworu (Konopko 1987, 1994, Patyńska 2010, 2011). Tąpania należą ciągle do najbardziej niebezpiecznych zagrożeń naturalnych w górnictwie (Konopko, Patyńska * ) Główny Instytut Górnictwa, Katowice 2008, Manowska 2015, 2016, Patyńska 2008, 2013). W celu określenia warunków geologicznych charakteryzujących rejony tąpnięć zaistniałych w okresie 20 lat w kopalniach Górnośląskiego Zagłębia Węglowego, wyselekcjonowano najbardziej istotne i mierzalne parametry opisujące miejsca górotworu, w którym zlokalizowano 130 przypadki tąpnięć. W tab. 1 zestawiono trzy podstawowe parametry określane mianem przyczyn i skutków tąpnięć, dla których możliwe było dopasowanie rozkładu liczności tychże zjawisk. Dokonując analizy powyższych danych, ze względu na elementy odstające, jako wartości oczekiwane wyznaczono średnie arytmetyczne: 755 m - głębokość eksploatowanego pokładu, 21 m - grubość warstwy tąpiącej, 87,5 m - minimalna odległość ognisko skutek. Każda z liczb wytypowanych parametrów jednoznacznie odnosi się, lub wynika z warunków charakterystycznych dla górotworu zaliczonego do zagrożonego tąpaniami. Założono hipotezę zerową, że pomiędzy wytypowanymi parametrami nie ma związku, wobec hipotezy alternatywnej, która jest zaprzeczeniem hipotezy zerowej. Oznacza to, że wartość wzajemnych korelacji jest wysoka i jest określana często mianem koincydencji. Celem przedmiotowych badań będzie ocena wzajemnych relacji/korelacji pomiędzy parametrami tąpnięć. Nadrzędnym celem jest wskazanie wartości (lub przedziału) krytycznych ww. parametrów i ich udziału/wpływu na rzeczywisty stan zagrożenia tąpaniami.

70 68 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Tabela 1. Zestawienie parametrów tąpnięć zaistniałych w GZW w latach Table 1. The list of rock bursts parameters occurred in the the Upper Silesian Coal Basin in the years L.p. Głębokość pokładu / Grubość warstwy Minimalna odległość Głębokość pokładu / Grubość warstwy Minimalna odległość L.p. eksploatacji, m tąpiącej, m ognisko skutek, m eksploatacji, m tąpiącej, m ognisko skutek, m , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , ,3 400 Źródło: Opracowanie własne w oparciu o Raport roczny.

71 Nr 2 PRZEGLĄD GÓRNICZY 69 Tabela 2. Głębokość tąpnięć Table 2. Depth of rock bursts Głębokość H, m (480) >1000 Liczba tąpnięć Źródło: Opracowanie własne w oparciu o Raport roczny. Analizę wykonano matematycznym narzędziem, programem Statistica. Przedziały grubości pokładów lub ich warstw, w których wystąpiły tąpnięcia (Patyńska ) w zasadzie nie odbiegają od udziału robót górniczych prowadzonych w tych warunkach. Na podkreślenie zasługuje fakt, że aż 91,7% wszystkich tąpnięć zanotowano na głębokości większej od 600 m. Niemniej, przy niekorzystnym wpływie czynników geologiczno-górniczych, tąpnięcia notowano również na głębokości m (tab. 2). 2. Korelacja i rozrzut parametrów tąpnięć Obliczono współczynnik korelacji wyselekcjonowanych trzech parametrów charakteryzujących miejsca zaliczone do zagrożonych tąpaniami. W 129 analizowanych przypadkach tąpnięć oraz ich cech, takich jak: głębokość eksploatacji, grubość warstwy tąpiącej oraz odległość pomiędzy ogniskiem a skutkiem wstrząsu powodującym tąpnięcia, obliczono współczynnik korelacji Pearsona. W tab. 3 zestawiono wyniki obliczeń. Korelacja dla wszystkich wyznaczonych kombinacji jest słaba. Na uwagę zasługuje fakt, że wszystkie wytypowane parametry wskazują na bardzo istotny udział tychże parametrów, na zaistnienie niebezpiecznych warunków mogących powodować zagrożenie zjawiskiem tąpnięcia. Wszystkie wytypowane cechy górotworu należą do innej grupy przyczyn składających się na zagrożenie. Poniżej przedstawiono graficznie rozkłady wszystkich trzech parametrów, z których wynika, że rozkłady dają obrazy chmur punktów. Wykorzystując możliwość obliczenia współczynnika korelacji (nieliniowej) rangowej Spearmana, obliczamy także współzmienność ww. parametrów tąpnięć. Wartości współczynnika korelacji rangowej r s, wynoszą kolejno: 0,532, 0,027 oraz 0,100 (tab. 4). Wartość krytyczna współczynników korelacji rangowej dla poziomu istotności 0,05 oraz liczby 130 parametrów wynosi kolejno: dla r s = 0,532 < Z = 0, dla r s = 0,027 < Z = 0, dla r s = -0,100 < Z = -1,14046 Tabela 3. Korelacje liniowe parametrów tąpnięć Table 3. Correlations of linear rock bursts parameters Głębokość pokładu/ eksploatacji, m Grubość warstwy tąpiącej, m Minimalna odległość ognisko skutek, m Korelacje (dopasowanie rozkładu 3 parametrów) Oznaczone współczynniki korelacji są istotne z p <,05000 N=129 (Braki danych usuwano przypadkami) Średnia Źródło: Opracowanie własne Odchylenie standardowe Głębokość pokładu/ eksploatacji, m Grubość warstwy tąpiącej, m Minimalna odległość ognisko skutek, m 754,82 133,13 1, , , ,04 11,54 0, , , ,47 111,73 0, , , Tabela 4. Korelacja porządku rang Spearmana parametrów tąpnięć Table 4. Correlation of Spearman s rank of rock bursts parameters Parametry tąpnięć Głębokość pokładu/ eksploatacji, m Grubość warstwy tąpiącej, m Minimalna odległość ognisko skutek, m Źródło: Opracowanie własne Korelacja porządku rang Spearmana (dopasowanie rozkladu 3 parametry.sta) BD usuwane parami Oznaczone wsp. korelacji są istotne z p <,05000 Głębokość pokładu/ eksploatacji, m Grubość warstwy tąpiącej, m Minimalna odległość ognisko skutek, m 1, , , , , , , , ,000000

72 70 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Z obliczeń wynika, że moduły obliczonej wartości współczynnika r s są mniejsze od wartości krytycznych, przy czym największą siłę korelacji uzyskano z zależności głębokości pokładu tąpiącego od grubości warstwy tąpiącej. Wykresy rozrzutu (rys. 1) poszczególnych par parametrów przy założeniu, że zmienną niezależną jest głębokość, natomiast zmiennymi zależnymi są grubość warstwy tąpiącej oraz minimalna odległość ogniska wstrząsu, który sprowokował tąpnięcie, pokazują zakres zależnych parametrów z 95 procentowym przedziałem ufności względem linii regresji. W kolejnym kroku analiz, sporządzono wykres rozrzutu wszystkich trzech parametrów (rys. 2), z którego wyraźnie widać, że przedział średniej głębokości (ok. 755 m) dotyczył największej liczby tąpnięć, a tym samym średnich wartości pozostałych parametrów grubości (21 m) i odległości ognisko-skutek (87 m). 3. Normalność i regresja wytypowanych parametrów tąpnięć Ze względu na niską wartość obliczonych współczynników korelacji należy zbadać normalność analizowanych parametrów Grotowu. Poniższy wykres (rys. 3) dotyczy Rys. 1. Wykresy rozrzutu parametrów tąpnięć Fig. 1. The graphs of dispersion rock bursts parameters Źródło: Opracowanie własne Source: own study Rys. 2. Rozrzut trzech parametrów tąpnięć Fig. 2. The dispersion of three rock bursts parameters Źródło: Opracowanie własne Źródło: Opracowanie własne

73 Nr 2 PRZEGLĄD GÓRNICZY 71 normalności analizowanego parametru głębokości pokładu w którym zaistniały tąpnięcia. Tylko niewiele danych w zakresie głębokości poniżej 500 m oraz powyżej 1000 m odbiega od pozostałych danych. Z tab. 5 wynika, że głębokość oraz grubość warstwy tąpiącej są istotne statystycznie względem siebie. Na rys. 4 pokazano wykres ramkowy zależności głębokości pokładu i grubości warstwy tąpiącej. Rys. 3. Wykres normalności parametru głębokości pokładu, na której zaistniały tąpnięcia Fig. 3. Graph of normality of the depth of coal seam where the rock bursts were occurred Źródło: Opracowanie własne Source: Own study Rys. 4. Wykres ramka - wąsy dla głębokości pokładów tąpiących i grubości warstw tąpiących Fig. 4. Graph frame - mustache for the depth of the tremor- -prone coal seam and the thickness of the tremor-prone rock layer Źródło: Opracowanie własne Source: Own study Rys. 5. Rozrzut pokładu/eksploatacji, m (korelacja, 06895) względem grubości warstwy tąpiącej, m=16,391+0,00601 Fig. 5. The dependence of the depth of coal seam, m (correlation,06895) and the tremor-prone rock layer, m+16,391+0,00601 Źródło: Opracowanie własne Source: Own study Tabela 5. Test zależności głębokości pokładu i grubości warstwy tąpiącej Table 5. Depending test between the depth of coal seam nad the thickness of the tremor-prone rock layer Głębokość pokładu/ eksploatacj, m Grubość warstwy tąpiącej, m Średnia Test T dla prób zależnych (dopasowanie rozkladu 3 parametry.sta) Zaznaczone różnice są istotne z p <,05000 Odchylenie standardowe 754, ,6967 Ważnych Różnica Odchylenia standardowe - Różnica Test t df p 20, , , , , ,00 Źródło: Opracowanie własne

74 72 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Można z wykresu porównać zakres wartości pomiędzy analizowanymi grupami przypadków. Wyraźnie widać, że zmienna głębokość pokładu ma dużą wartość odstępu międzykwartylowego. Zatem cecha ta charakteryzuje się większą zmiennością i trudno jest określić przedział głębokości, na której dochodzi do tąpnięcia. Na rys. 5 przedstawiono zależność liniową głębokości pokładów tąpiących i grubości warstw tąpiących, z którego wynika, że współczynnik korelacji tychże parametrów wynosi 0,07. Liniowa korelacja jest nikła, bardzo słaba. Wykresy normalności rys. 3 i 6, wskazują, że rozkłady w pewnym przedziale wartości posiadają istotną zależność. Grubość warstwy tąpiącej zbliżona do wartości około 20 m i 45 m jest istotnym przedziałem grubości warstw tąpnięć. Normalność na rys. 4 wskazuje na istotny przedział głębokości tąpnięć od 600 m do 950 m. Dlatego ograniczając parametry do przedziału głębokości m, uzyskujemy nowe dopasowanie dla parametrów z tab. 6. Rys. 6. Normalność grubości warstwy tąpiącej Fig.6. The normality of thickness of tremor-prone layer Źródło: Opracowanie własne Source: Own study Tabela 6. Wyselekcjonowane parametry tąpnięć w GZW w latach Table 6. Selected parameters of rock bursts in the Upper Silesian Coal Basin in the years Lp. Głębokość pokładu / eksploatacji, m Grubość warstwy tąpiącej, m L.p. Głębokość pokładu / eksploatacji, m Grubość warstwy tąpiącej, m , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , ,

75 Nr 2 PRZEGLĄD GÓRNICZY 73 cd. tabeli , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , , Źródło: Opracowanie własne Rys. 7. Zależność głębokości tąpnięć względem grubości warstw tąpiących Fig. 7. The dependence of the depths of rock bursts and the thickness of tremor-prone rock layers Źródło: Opracowanie własne Source: Own study

76 74 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Zależność głębokości tąpnięć względem grubości warstw tąpiących zobrazowana na rys. 7, wskazuje na istotny udział tąpnięć w zakresie głębokości m oraz grubości warstw tąpiących m. Wykorzystując możliwość ponownego obliczenia współczynnika korelacji rangowej Spearmana, obliczamy współzmienność wyselekcjonowanych parametrów tąpnięć. Obliczamy wartość współczynnika korelacji rangowej r s, która wynosi 0,024 (tab. 7). Wartość krytyczna współczynników korelacji rangowej dla poziomu istotności 0,05 oraz analizowanych parametrów wynosi kolejno: dla r s = 0,532 < Z = 0, przy 130 parametrach (tab. 3) dla r s = 0,024 < Z = 0, przy 103 parametrach (tab. 6). Selekcja i nowy przedział analizowanych parametrów pozwoliły na uzyskanie lepszego dopasowania krzywych normalnych oraz określenia większej zbieżności tychże parametrów. Tabela 7. Korelacja porządku rang Spearmana wyselekcjonowanych parametrów tąpnięć Tabela 7. Correlation of Spearman s rank of selected rock bursts parameters Korelacja porządku rang Spearmana (dopasowanie rozkladu 2 parametry) BD usuwane parami. Oznaczone wsp. korelacji są istotne z p <,05000 Głębokość pokładu/ eksploatacji, m Grubość warstwy tąpiącej, m Źródło: Opracowanie własne Głębokość pokładu/ eksploatacji, m Grubość warstwy tąpiącej, m 1, , , , Z obliczeń wynika że moduły obliczonej wartości współczynnika r s są mniejsze od wartości krytycznych Z, przy czym większą siłę korelacji uzyskano z zależności głębokości pokładu tąpiącego od grubości warstwy tąpiącej dla 103 parametrów. W oparciu o tak przygotowany zakres danych, udało się określić krytyczne wartości przedziałów poszczególnych parametrów przyczyn tąpnięć. I tak wartość krytyczna wynosi dla: głębokości pokładu/eksploatacji, średnia 746,66 m ( m) grubości warstwy tąpiącej, średnia 20,32 m (6-47,5 m). Zatem obliczenia wykazały, że istnieją dwie oceny parametrów tąpnięć. Ogólna liczba 130 wyselekcjonowanych tąpnięć wskazuje na brak korelacji wszystkich trzech parametrów, a tym samym na istotne znaczenie każdego z nich dla zaistnienia warunków zjawiska tąpnięcia. Wartości pomimo, że wartość grubości warstwy tąpiącej jest nieznaczna w stosunku do wielkości miąższości wymienianych w Kompleksowej ocenie stanu ZT w Metodzie rozeznania górniczego wyszczególnionej jako min. 20 m (Praca 2010). 4. Podsumowanie W wyniku przeprowadzonych badań, wyselekcjonowano 130 przypadki tąpnięć, dla których określono wartość wybranych parametrów odpowiadających ocenie: przyczyn i skutków tąpnięć, zaistniałych w kopalniach węgla kamiennego. W oparciu o przeprowadzoną analizę parametrów tąpnięć uzyskano następujące wyniki: 1. Badaniom analitycznym poddano trzy parametry: głębokość eksploatacji, grubość warstwy tąpiącej oraz odległość pomiędzy ogniskiem a skutkiem wstrząsu powodującego tąpnięcia. 2. Dla wszystkich przypadków analizowanych parametrów tąpnięć oszacowano korelację linową, której wartość wynosi 0,2. 3. Niska wartość korelacji wskazuje tym samym na bardzo istotny udział każdego z ww. parametrów, opisującego zarówno warunki geologiczne, jak i górnicze miejsc, w których doszło do tąpnięć. W szczególności znaczenia nabiera przedział rzeczywistych wartości obu badanych, mierzalnych cech geologicznych górotworu: tj. głębokości eksploatacji i grubości warstw tąpiących. 4. Korelacja nieliniowa potwierdziła powyższe i wskazała, na największą siłę korelacji dla zależności głębokości pokładu tąpiącego względem grubości warstwy tąpiącej. 5. Przyjmując, że głębokość eksploatacji była zmienną niezależną (co wynika z lokalizacji pokładów), przedział średniej głębokości wynoszący ok. 755 m dotyczył największej liczby tąpnięć, a tym samym średnich wartości pozostałych parametrów, w tym grubości warstw tąpiącej (21 m) i odległości ognisko - skutek (87 m). 6. Zależność liniową głębokości pokładów tąpiących i grubości warstw tąpiących wyraża współczynnik korelacji parametrów wynosi 0,07. Liniowa korelacja jest nikła. Zatem bez względu na przedział wartości tychże parametrów, ich wzajemna siła i udział w zaistnieniu tąpnięcia należy traktować osobniczo oraz we wzajemnej koincydencji mierzalnych, niezależnych parametrów geologicznych. 7. Grubość warstwy tąpiącej zbliżona do wartości około 20 m i 45 m jest krytycznym przedziałem grubości warstw tąpnięć. 8. Normalność rozkładu wskazuje na istotny przedział głębokości tąpnięć od 600 m do 950 m. Ograniczając zakres parametrów do tzw. przedziału głębokości krytycznej, należy wskazać tę pomiędzy 600 m a 900 m, 9. Badania wykazały, że większą siłę korelacji uzyskano z zależności głębokości pokładu tąpiącego od grubości warstwy tąpiącej dla mniejszej liczby tąpnięć, tj. 103 parametrów. 10. Wzrost wskaźnika korelacji wskazuje tym samym na wyższą wartość krytyczną przedziału parametrów biorących udział w tąpnięciach. Podsumowując powyższe, należy podkreślić, że w wyniku przeprowadzonych analiz uzyskano przedziały krytyczne dotyczące głębokości eksploatacji, na których dochodzi najczęściej do tąpnięć oraz w warunkach otaczających warstw tąpiących o grubości m. Literatura Kabiesz J. (red.) Metody oceny stanu zagrożenia tąpaniami wyrobisk górniczych w kopalniach węgla kamiennego. GIG, Katowice KONOPKO W Głębokość eksploatacji a zagrożenia tąpaniami. Przegląd Górniczy nr 11/12. KONOPKO W Doświadczalne podstawy kwalifikowania wyrobisk górniczych w kopalniach węgla kamiennego do stopni zagrożenia tąpaniami. Prace Naukowe GIG, Nr 795, Katowice. KONOPKO W Wyrobiska nie pokłady zagrożone tąpaniami. Podstawy nowelizacji przepisów. Bezpieczeństwo Pracy i Ochrony środowiska w Górnictwie nr 8. KONOPKO W., PATYŃSKA R Warunki występowania tąpnięć w kopalniach węgla kamiennego. Przegląd Górniczy nr 1, s MANOWSKA A The method of assessing rock bursting hazard in mining. Management Systems in Production Engineering. No 2, p

77 Nr 2 PRZEGLĄD GÓRNICZY 75 MANOWSKA A Metoda oceny stanu zagrożenia tąpaniami w kopalniach węgla kamiennego, Wiadomości Górnicze t. 67. PATYŃSKA R. ( ): Zagrożenie tąpaniami. W: Konopko W. (red). - Raport roczny (za lata ) o stanie podstawowych zagrożeń naturalnych i technicznych w górnictwie węgla kamiennego. GIG, Katowice. PATYŃSKA R Uwarunkowania górniczo-geologiczne eksploatacji pokładów zagrożonych tąpaniami w latach Wydawnictwo IGSMiE PAN, Gospodarka Surowcami Mineralnymi, t. 24, z. 2/3, s PATYŃSKA R Prawdopodobieństwo dopasowania rozkładów parametrów tąpnięć zaistniałych w polach ścianowych w GZW w latach XVII Międzynarodowa Konferencja Nauk-Tech. z cyklu: Górnicze Zagrożenia Naturalne 2010, nt.: Bezpieczne stanowisko pracy w górnictwie podziemnym węgla kamiennego i rud miedzi. Wyd. Prace Naukowe GIG, Górnictwo i Środowisko, wyd. specjalne, s PATYŃSKA R Prawdopodobieństwo dopasowanych rozkładów parametrów tąpnięć zaistniałych w otoczeniu wyrobisk chodnikowych w GZW w latach XXXIV Zimowa Szkoła Mechaniki Górotworu i Geoinżynierii, marca 2011, Wyd. Górnictwo i Geoinżynieria. R. 35, z. 2, s PATYŃSKA R The consequences of the rock burst hazard in the Silesian Companies in Poland. Acta geodynamica et geomaterialia, Academy of Sciences of the Czech Republic. Vol. 10, No. 2(170), Prague. p Artykuł wpłynął do redakcji grudzień 2016 Artykuł akceptowano do druku

78 76 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Optymalizacja obudowy wyrobisk przyścianowych zlokalizowanych na głębokości większej niż 1000 m Optimisation of gateroad support located at the depth below 1000 m Dr inż. Andrzej Walentek* ) dr inż. Zbigniew Lubosik* ) Treść: Eksploatacja węgla kamiennego w Polsce jest obecnie prowadzona na znacznej głębokości, nierzadko przekraczającej 1000 m. Sytuacja ta ma istotne znaczenie w kontekście utrzymania chodników przyścianowych, wiążąc się ze znaczną konwergencją pionową i poziomą, wynikającą z wpływu zwiększonego obciążenia ze strony górotworu. W warunkach koncentracji produkcji dla ścian wydobywczych lokalizowanych na coraz to większych głębokościach presja zapewnienia funkcjonalności (w tym wymaganych gabarytów) chodników przyścianowych nieustannie wzrasta. W artykule przedstawiono całość procesu optymalizacji obudowy chodnika przyścianowego przeprowadzonego dla danych warunków geologiczno-górniczych. Proces ten obejmował badania dołowe zachowania się obudowy chodnika zgodnej z projektem zaproponowanym przez Kopalnię. Zachowanie to scharakteryzowane zostało poprzez wielkość konwergencji, obciążenie obudowy, a także kształt oraz zasięg strefy spękań wokół wyrobiska. Rezultaty pomiarów stanowiły podstawę do kalibracji modeli numerycznych, które wykorzystano do optymalizacji systemu obudowy. W toku procesu optymalizacji analizowano: zabudowę dodatkowych wzmocnień (np. kotwy strunowe lub podciągi stalowe), zastosowanie odrzwi wykonanych ze stali o podwyższonych parametrach wytrzymałościowych lub zmianę lokalizacji wzmocnień obudowy. Proces optymalizacji pozwolił na opracowanie nowych schematów obudowy charakteryzujących się: większą nośnością, korzystniejszym rozkładem naprężeń w elementach obudowy, redukcją obciążenia jednostkowego w odrzwiach oraz lepszym wykorzystaniem nośności poszczególnych wzmocnień. Ostatnim z etapów procesu optymalizacji była walidacja zaproponowanych rozwiązań przeprowadzona poprzez zastosowanie opracowanego schematu obudowy w analogicznych warunkach jak przy pierwszej serii badań dołowych. Abstract: Extraction of hard coal in Polish mines is actually carried out at significant depth, often greater than 1000 m. Such a situation plays a major role in terms in gateroad maintenance, as usually cause significant vertical and horizontal convergence generated by considerable load values exerted on the support. With production being concentrated into high-performance longwalls, located at greater and greater depth, pressure to ensure the gateroads functionality (required dimensions) continues to increase. This paper presents the complete process of gateroad support optimisation carried out for given geological and mining conditions. The process consisted the underground investigations on performance of a support system designed by colliery. The performance is described by the gateroad convergence, support load, and shape and range of the fractured zone in rock mass around the longwall gateroad. The results of these investigations constituted the basis for calibration of numerical models, which were utilized for support scheme optimisation. The following means were considered during optimisation: implementation of additional reinforcements (flexible bolts, stringers etc.), steel parameters up-grading and change of location of reinforcements. The new support systems characterized by: increased load bearing capacity, improved stress distribution in particular support elements, reduced unit load exerted support elements (steel arches) and better utilization of load bearing capacity of particular support elements. The last stage of optimisation process was validation of developed solution by underground application and tests of new support system in analogical conditions as in first stage of optimisation process. Słowa kluczowe: obudowa, wyrobisko przyścianowe, optymalizacja Key words: support, gateroad, optimisation * ) Główny Instytut Górnictwa, Katowice

79 Nr 2 PRZEGLĄD GÓRNICZY Wprowadzenie Przy stosowaniu systemu ścianowego w pokładach węgla kamiennego istotną rolę odgrywa prawidłowo zaprojektowana obudowa chodników przyścianowych. Obudowa ta powinna zapewnić w danych warunkach geologiczno-górniczych stateczność i funkcjonalność wyrobiska w ciągu całego procesu wydobywczego. W procesie projektowania obudowy chodnikowej niezbędne jest dokonanie oceny parametrów technicznych wyrobiska takich jak: przeznaczenie wyrobiska, kształt i wymiary, pole przekroju poprzecznego, nośność obudowy, charakterystyka pracy odrzwi oraz odporność na korozję. Ponadto istotne jest również określenie parametrów geomechanicznych charakteryzujących własności skał, a także warunków górniczych, które odpowiadają za mechanizm oraz wartość obciążenia działającego na obudowę wyrobiska (Bigby 2004, Junker i in. 2009, Lawrence 2008, Barczak 2005). Parametry techniczne zależą bezpośrednio od przyjętego systemu eksploatacji, wysokości prowadzenia ściany, sposobu przewietrzania, gabarytów urządzeń górniczych, wartości oczekiwanej konwergencji wyrobiska oraz zagrożeń naturalnych, które wpływają na warunki użytkowe wyrobiska (Szwedzicki 2005, Hucke i in. 2006, Hebblewithe, Lu, 2004). Parametry geotechniczne opisujące własności skał otaczających wyrobisko, jak również wartości i kierunek naprężeń w górotworze oraz obciążenia obudowy zależą od budowy geologicznej górotworu, głębokości, rodzaju skał, a także od wpływu zaszłości eksploatacyjnych (Cartwright, Bowler 1999, Colwell i in. 1999, Mark 1998, Snuparek, Konecny 2010). Wszystkie wymienione parametry stanowią dane wejściowe do empirycznych i numerycznych metod obliczeniowych. Zarówno obciążenie wywierane na obudowę, jak i nośność obudowy są obliczane za pomocą autorskich programów opartych na metodach empirycznych (Prusek 2010, Lubosik, Prusek 2010) oraz modelowaniu numerycznym (Bock i in Walentek i in. 2009, Torano i in., 2002, Prusek 2008), natomiast parametry geotechniczne górotworu określa się na podstawie badań laboratoryjnych lub badań przeprowadzonych w warunkach in situ, za pomocą np. penetrometru hydraulicznego, endoskopu otworowego, dynamometru hydraulicznego, sondy ekstensometrycznej, rozwarstwieniomierza, kotwi oprzyrządowanej itd. (Bigby i in. 2011, Kukutsch i in. 2013, Bowler i in Majcherczyk i in. 2006, 2008). W polskim górnictwie węgla kamiennego w celu zabezpieczenia wyrobisk korytarzowych stosuje się głównie odrzwia obudowy łukowo-podatnej ŁP, wykonane z kształtownika typy V. Biorąc pod uwagę stale pogarszające się warunki geologiczno-górnicze, coraz powszechniejsze staje się stosowanie dodatkowych wzmocnień odrzwi obudowy ŁP. W chodnikach przyścianowych, najczęściej przed frontem ściany, stosuje się dodatkowe wzmocnienia odrzwi za pomocą stojaków stalowych lub drewnianych oraz poprzez przykotwienie łuku stropnicowego obudowy do stropu. W przypadku chodników przyścianowych utrzymywanych za frontem ściany (ze względu na przewietrzanie lub powtórne jego wykorzystanie) w celu zwiększenia podporności obudowy stosuje się dodatkowe stojaki stalowe lub drewniane oraz pasy podpornościowe (Prusek i in. 2011). Wszystkie parametry obudowy, takie jak: typ, wielkość, nośność oraz schemat wzmocnienia, które mają wpływ na stabilność wyrobiska są określane w trakcie projektowania obudowy do konkretnych warunków geologiczno-górniczych. W niniejszym artykule przedstawiono przykład optymalizacji schematu zabudowy chodnika C-5, w oparciu o uzyskane wyniki badań dołowych w zakresie oceny jakości górotworu, konwergencji oraz obciążenia obudowy, przeprowadzone w sąsiednim chodniku C-4. Na podstawie określonego podczas badań mechanizmu deformacji chodnika C-4 oraz obliczeń numerycznych dobrano odpowiedni schemat wzmocnienia obudowy chodnika C-5, którego skuteczność została zweryfikowana i zbadana w warunkach dołowych. Oba chodniki były chodnikami podścianowymi dwóch kolejno wybieranych po sobie ścian C-3 i C-4, zlokalizowanymi w podobnych warunkach geologiczno-górniczych. Badania rozpoczęły się około 200 m przed frontem ściany i trwały do momentu zbliżenia się frontu ściany do bazy pomiarowej. 2. Ocena zachowania górotworu oraz nośności obudowy chodnika c Warunki geologiczno-górnicze w rejonie ściany C-3 w pokładzie 404/1 Chodnik C-4 były wyrobiskiem podścianowym ściany C-3, w pokładzie 404/1 (rys. 1). Pokład ten w rejonie chodnika C-4 zalega na głębokości od 960 do 1010 m i nachylony jest w kierunku północno-wschodnim pod kątem od 2 do 12º. Ściana C-3 o długości 250 m wybierana była na wysokość do 2,0 m na wybiegu równym 1050 m. W rejonie ściany C-3, w odległości do 160 m nad pokładem 404/1, prowadzono wcześniej eksploatację w pokładach: 401/1, 363, 361 oraz 360/1, które miały wpływ na wartość naprężeń panujących wokół wyrobiska. Poniżej pola ściany, do głębokości 60 m dotychczas nie prowadzono żadnej eksploatacji. Rys. 1. Szkic mapy pokładu 404/1 w rejonie ściany C-3 oraz profil geologiczny skał w otoczeniu pokładu Fig. 1. Sketch of map of seam 404/1 in the area of longwall C-3 and geological profile of rocks

80 78 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Rys. 2. Schemat obudowy chodnika C-4 w pokładzie 404/1 Fig. 2. Support scheme - gateroad C-4 seam 404/1 W stropie pokładu 404/1 zalegają warstwy: łupku ilastego (3,0 m), piaskowca (3,5 m) oraz ponownie łupku ilastego (9,7 m). Spąg bezpośredni wykształcony jest w postaci warstwy łupku ilastego o grubości 21,5 m (rys. 1). Wyniki przeprowadzonych badań penetrometrycznych wykazały, że skały stropowe (do wysokości 10 m) w analizowanym rejonie pokładu 404/1 posiadały średnią wytrzymałość na ściskanie równą 49,6 MPa. W przypadku skał spągowych wytrzymałość ta wynosiła 23,6 MPa, natomiast węgiel pokładu 404/1 charakteryzował się wytrzymałością rzędu 9,35 MPa. Obudowę chodnika C-4 stanowiły stalowe odrzwia typu ŁP12, wykonane z kształtownika V32 ze stali o podwyższonych parametrach wytrzymałościowych S480W, budowane w rozstawie 0,75 m. Dodatkowo odrzwia obudowy wzmacniane były dwoma podciągami stalowymi wykonanymi z kształtownika V25, przykotwionymi do stropu kotwiami strunowymi o długości 6,0 m, co każde pole międzyodrzwiowe, na przemian raz z prawej a raz z lewej strony (rys. 2) Badania dołowe w chodniku C Metodyka badań dołowych Pomiary deformacji górotworu wokół chodnika C-4 oraz obciążenia działającego na obudowę przeprowadzono w bazie pomiarowej, która została założona w odległości 200 m przed frontem ściany C-3 (rys. 3). W przedstawionej na rysunku 3 bazie pomiarowej zlokalizowanej w chodniku C-4 wykonano pomiary: wytrzymałości na ściskanie i rozciąganie skał stropowych, spągowych oraz węgla (za pomocą penetrometru hydraulicznego), konwergencji pionowej i poziomej chodnika (z wykorzystaniem reperów pomiarowych), przemieszczeń stropu (za pomocą rozwarstwieniomierzy trójpoziomowych), zasięgu strefy spękań (za pomocą endoskopu otworowego), obciążenia odrzwi obudowy ŁP (za pomocą dynamometrów hydraulicznych), a także sił osiowych w oprzyrządowanej kotwi stalowej wklejanej na całej długości. Pomiary przeprowadzono cyklicznie Rys. 3. Schemat i lokalizacja bazy pomiarowej w chodniku C-4 Fig. 3. Scheme and localisation of the measurement station in the gateroad C-4

81 Nr 2 PRZEGLĄD GÓRNICZY 79 w przyjętych odstępach czasowych, uzależnionych od dobowego postępu frontu ściany Wyniki badań dołowych w chodniku C-4 Pomiary w chodniku C-4 zostały przeprowadzone w okresie od listopada 2014 do stycznia 2015 roku. Wyniki tych pomiarów zaprezentowano w postaci wykresów: zmian wysokości i szerokości chodnika (rys. 4), wartości osiadań skał zalegających w pułapie chodnika (rys. 5a), zasięgu strefy spękań górotworu wokół chodnika (rys. 5b), zmian obciążenia odrzwi obudowy ŁP (rys. 6a) oraz rozkładu sił osiowych w kotwi oprzyrządowanej (rys. 6b). Rys. 4. Rezultaty pomiarów deformacji chodnika C-4 Fig. 4. Results of gateroad C-4 deformation measurements Rys. 5. Rezultaty pomiarów osiadania stropu (a) oraz zasięgu strefy spękań górotworu wokół chodnika C-4 (b) Fig. 5. Results of measurements of roof displacement (a) and fissures propagation (b) around the gateroad C-4 Rys. 6. Rezultaty pomiarów obciążenia obudowy w chodniku C-4 obudowa podporowa ŁP (a) i obudowa kotwiowa (b) Fig. 6. Results of support load measurements in gateroad C-4 standing support ŁP (a) and rockbolt (b)

82 80 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Przedstawione powyżej wyniki pomiarów pokazują wyraźny wpływ ciśnienia eksploatacyjnego na zachowanie chodnika C-4. Maksymalna wartość konwergencji pionowej, po uwzględnieniu pobierki spągu (do 0,8 m) przeprowadzonej w odległości 150 m przed frontem ściany wynosiła 1197 mm, natomiast konwergencja pozioma osiągnęła 1050 mm (rys. 4). Pomiary dołowe wykazały, że istotny udział w konwergencji pionowej chodnika miało wypiętrzenie spągu, które stanowiło około 94% całkowitej utraty wysokości wyrobiska. Fakt ten potwierdziły również wskazania rozwarstwieniomierzy trójpoziomowych, które w odległości 17 m przed frontem ściany wskazały maksymalną wartość osiadania stropu równą 45 mm (rys. 5a). W oparciu o wyżej podane wyniki pomiarów deformacji chodnika obliczono minimalną wartość pola przekroju poprzecznego w rejonie skrzyżowania ze ścianą C-3. Ma to istotne znaczenie podczas projektowania wentylacji dla wyrobiska ścianowego, zwłaszcza w przypadku gdy eksploatacja prowadzona jest w pokładach o wysokim zagrożeniu metanowym. Utrata pola powierzchni przekroju chodnika, po uwzględnieniu pobierki spągu wynosiła 41% (z 21,78 m 2 do 12,92 m 2 ). W przypadku niewykonania przez kopalnię pobierki spągu pole powierzchni przekroju chodnika wynosiłoby 9,51 m 2 (redukcja o 56%). Taka sytuacja mogłaby prowadzić do znacznych utrudnień z zapewnieniem odpowiedniej wentylacji w całym rejonie wydobywczym. Wyniki badań endoskopowych w chodniku C-4 (rys. 5b) wykazały, że wpływ eksploatacji ścianowej nie wywołał istotnego wzrostu zasięgu strefy spękań górotworu, a jedynie wzrost liczby spękań. W analizowanym przypadku zasięg strefy spękań skał stropowych, zarówno podczas pierwszego, jak i ostatniego pomiaru, wynosił 8,6 m. Jednakże zmianie uległa liczba spękań, która wzrosła z 11 do 30 podczas ostatniego pomiaru. Analiza wyników pomiarów dotyczących obciążenia odrzwi obudowy ŁP (rys. 6a), prowadzonych za pomocą dynamometrów hydraulicznych wskazuje, że pierwsze przejawy oddziaływania ciśnienia eksploatacyjnego zaobserwowano w odległości około 200 m przed frontem ściany. Od tego momentu następował systematyczny wzrost wartości obciążenia obudowy. Całkowite maksymalne obciążenie przypadające na pojedyncze odrzwia ŁP, zabudowane w rozstawie 0,75 m wynosiło 272 kn (362 kn/m). Wartości te nie przekraczały maksymalnej dopuszczalnej nośności odrzwi zastosowanych w chodniku C-4, która wynosi 520 kn/m. Ponadto, na podstawie uzyskanych przebiegów zmian wartości obciążenia odrzwi, można stwierdzić, że oddziaływało ono na obudowę w sposób asymetryczny, gdzie największe wartości obciążeń występowały na ociosie usytuowanym po stronie wyrobiska ścianowego. Maksymalna wartość siły osiowej w badanej kotwi oprzyrządowanej (rys. 6b) przekroczyła maksymalną nośność kotwi określoną przez producenta na poziomie 180 kn i osiągnęła wartość 270 kn. Wszystkie zarejestrowane wartości sił osiowych w kotwi stanowiły siły rozciągające. Maksymalne ich wartości zanotowano na odcinku kotwi pomiędzy 1,45 i 1,9 m. Ponadto, znaczny wzrost wartości sił osiowych w kotwi oprzyrządowanej zaobserwowano w momencie gdy front ściany C-3 znajdował się w odległości około 45 m od bazy pomiarowej. 3. Modelowanie numeryczne mechanizmu deformacji chodnika oraz optymalizacja schematu obudowy 3.1. Modelowanie numeryczne mechanizmu deformacji chodnika C-4 Mechanizm deformacji chodnika C-4 został określony w oparciu o uzyskane wyniki badań dołowych oraz obliczenia numeryczne obudowy metodą elementów skończonych za pomocą programu COSMOS/M (COSMOS/M 1999). W trakcie obliczeń numerycznych w modelu dyskretnym porównywano otrzymane reakcje odrzwi na podłoże z wynikami pomiarów obciążenia obudowy przeprowadzonymi w warunkach in situ. W celu przeprowadzenia obliczeń wytrzymałościowych obudowy, w programie CAD, zbudowano model odwzorowujący konstrukcje schematu obudowy zastosowanej w chodniku C-4. Przygotowany model geometryczny zaimportowano do programu COSMOS/M, który między innymi oblicza naprężenia zredukowane σ red według hipotezy Hubera- Misesa-Hencky ego. Poszczególnym elementom schematu obudowy przypisano odpowiednie parametry przekrojowe i materiałowe. Obliczone wartości naprężeń zredukowanych σ red nie mogą przekroczyć wartości naprężeń dopuszczalnych σ dop Naprężenia dopuszczalne σ dop, jakie są w stanie przenieść elementy odrzwi bez utraty stateczności kształtownika można określić z zależności: Dla zastosowanych kształtowników w schemacie obudowy obliczono współczynnik materiałowy γ s oraz materiałowy współczynnik uplastycznienia n. Ich wartości dla stali stosowanych w obudowach górniczych zostały przyjęte zgodnie z normami PN-H i PN-H (Polska Norma 1994, Polska Norma 2009). Współczynnik rezerwy plastycznej przekroju m jest ściśle związany z kształtem przekroju poprzecznego elementu obudowy łuku odrzwi. Jest on równy stosunkowi wskaźnika oporu plastycznego do wskaźnika wytrzymałości przekroju na zginanie: Przy czym wskaźnik oporu plastycznego jest równy sumie bezwzględnych wartości momentów statycznych ściskanej S c i rozciąganej S r strefy przekroju względem osi obojętnej w stanie pełnego uplastycznienia. Zatem można napisać: Na rysunku 7 przedstawiono model numeryczny zastosowanego w chodniku C-4 schematu obudowy oraz wyniki obliczeń w postaci rozkładu naprężeń we wszystkich elementach obudowy. Na podstawie uzyskanych wyników obliczeń numerycznych, a także szczegółowo przeprowadzonej analizy warunków geologiczno-górniczych oraz wyników pomiarów dołowych określono mechanizm deformacji chodnika C-4 (rys. 8), to znaczy rozkład obciążenia wywieranego na obudowę i kierunek przemieszczenia obudowy. Z analizowanego przypadku wynika, że obudowa chodnika była obciążona asymetrycznie, co prowadziło do przemieszczania się odrzwi w kierunku ściany Optymalizacja schematu obudowy chodnika C-4 W celu opracowania optymalnego systemu obudowy dla chodnika C-4, w oparciu o określony wcześniej mechanizm deformacji wyrobiska, wykonano szereg obliczeń na modelach numerycznych obudowy z uwzględnieniem: dodatkowych elementów (kotwi) wzmacniających schemat obudowy, zmiany gatunku stali i wielkości kształtowników, z których wykonane zostały odrzwia i podciągi, a także zmiany położenia podciągów wzmacniających odrzwia. Przeanalizowane

83 Nr 2 PRZEGLĄD GÓRNICZY 81 Rys. 7. Model obudowy (a) oraz rozkład naprężeń zredukowanych w elementach obudowy (b) - chodnik C-4 Fig. 7. Support model (a) and reduced stress distribution in support elements (b) - gateroad C-4 Rys. 8. Mechanizm deformacji chodnika C-4 Fig. 8. Mechanisms of gateroad C-4 deformations w ten sposób nowo opracowane schematy obudowy charakteryzuje: zwiększona nośność, poprawa rozkładu naprężeń w poszczególnych elementach obudowy w wyniku zastosowania dodatkowych wzmocnień, zmniejszona wartość obciążenia działającego na pojedyncze odrzwia obudowy oraz lepsze wykorzystanie nośności poszczególnych elementów obudowy. Wyniki optymalizacji schematów obudowy dla chodnika C-4 przedstawiono w tabeli 1. Analiza uzyskanych wyników obliczeń numerycznych wykazała, że nośność zastosowanego przez kopalnię schematu obudowy w chodniku C-4, może być zwiększona o około 26%, poprzez zmianę profili przykotwionych podciągów stalowych z V25 na V29, jak również zmianę ich lokalizacji oraz zastosowania dodatkowej kotwi strunowej (tablica 1 - wariant 7). Niemniej porównanie różnych schematów optymalizacyjnych pokazuje, że wprowadzenie dodatkowych kotwi strunowych lub zamiana profilu stropnicy poprawiła w tym przypadku nośność schematu obudowy zaledwie od 1,5 do 4,0%. Biorąc pod uwagę koszty związane ze zmianą profili podciągów oraz instalowania dodatkowych kotwi strunowych, kopalnia zdecydowała się na zastosowanie wariantu nr 5, który zakładał jedynie zmianę położenia przykotwionych podciągów stalowych, a który pozwolił na zwiększenie nośności schematu obudowy o około 18%. 4. Badania dołowe zoptymalizowanego schematu obudowy 4.1. Warunki geologiczno-górnicze w rejonie prowadzonych pomiarów w chodniku C-5 Testy zoptymalizowanego schematu obudowy przeprowadzono w chodniku C-5, który był wyrobiskiem podścianowym ściany C-4 w pokładzie 404/1 (rys. 1). Ściana C-4 prowadzona Tabela 1. Rezultaty optymalizacji schematu obudowy - chodnik C-4 Table 1. Results of support scheme optimisation - gateroad C-4 Wariant Zakres optymalizacji schematu obudowy Przyrost podporności 1 zmiana typu profilu w podciągu z V25 na V29 1,5% 2 zmiana typu profilu w podciągu z V25 na V29 zmiana materiału w stropnicy obudowy (Re= 550MPa, Rm= 730 MPa) 11,0% 3 dodatkowa kotew strunowa instalowana po stronie wyrobiska ścianowego 4,0% 4 dodatkowa kotew strunowa instalowana po stronie przeciwnej do wyrobiska ścianowego 2,0% 5 zmiana lokalizacji przykotwionych podciągów 18,0% 6 zmiana lokalizacji przykotwionych podciągów zmiana typu profilu w podciągu z V25 na V29 24,0% 7 zmiana lokalizacji przykotwionych podciągów zmiana typu profilu w podciągu z V25 na V29 dodatkowa kotew strunowa 26,0%

84 82 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 była wzdłuż zrobów zawałowych ściany C-3, w której przeprowadzono wcześniej opisane badania dołowe. Warunki geologiczno-górnicze w rejonie ściany C-4 były podobne jak w ścianie C-3. Ściana C-4 prowadzona była na wysokość do 2,0 m, jej długość wynosiła 250 m, a wybieg około 1014 m. Chodnik C-5 zlokalizowany był około 20 m głębiej niż chodnik C-4. Przeprowadzone badania wytrzymałościowe skał w otoczeniu chodnika C-5 za pomocą penetrometru hydraulicznego nie wykazały istotnych różnic w stosunku do wyników badań uzyskanych w chodniku C-4. A zatem można przyjąć, że testy dołowe zoptymalizowanego schematu obudowy odbywały się w porównywalnych warunkach geologiczno-górniczych. Zoptymalizowany schemat obudowy zastosowany w chodniku C-5 przedstawiono na rysunku 9. Obudowę podstawową stanowiły odrzwia ŁP12/V32/4 budowane w rozstawie 0,75 m, a więc identycznie jak w chodniku C-4. Odrzwia zostały wzmocnione dwoma rzędami podciągów stalowych wykonanych z kształtownika V25, które zostały przykotwione do stropu kotwiami strunowymi o długości 6,0 m, co każde pole między odrzwiowe, na przemian raz z prawej, a raz z lewej strony. Podciągi stalowe usytuowane były asymetrycznie względem osi wyrobiska w odległości 1,0 m w kierunku ociosu ścianowego oraz 0,5 m w kierunku ociosu przeciwległego. Układ bazy pomiarowej w chodniku C-5 był również taki sam jak w chodniku C-4 (rys. 3), co pozwoliło na wykonanie identycznego zakresu badań dołowych Wyniki badań dołowych w chodniku C-5 Pomiary w chodniku C-5 zostały przeprowadzone w okresie od stycznia 2016 do marca 2016 roku. Wyniki tych pomiarów zaprezentowano w postaci wykresów: zmian wysokości i szerokości chodnika (rys. 10), wartości osiadań skał zalegających w pułapie chodnika (rys. 11a), zasięgu strefy spękań górotworu wokół chodnika (rys. 11b), zmian obciążenia odrzwi obudowy ŁP (rys. 12a) oraz rozkładu sił osiowych w kotwi oprzyrządowanej (rys. 12b). Rys. 9. Schemat obudowy zastosowanej w chodniku C-5 Fig. 9. Support scheme used in gateroad C-5 Rys. 10. Rezultaty pomiarów deformacji chodnika C-5 Fig. 10. Measurement results of gateroad C-5 deformation

85 Nr 2 PRZEGLĄD GÓRNICZY 83 Rys. 11. Rezultaty pomiarów osiadania stropu (a) oraz zasięgu strefy spękań górotworu wokół chodnika C-5 Fig. 11. Results of measurements of roof displacement (a) and fissures propagation (b) around the gateroad C-5 Rys. 12. Rezultaty pomiarów obciążenia obudowy podporowej ŁP (a) oraz kotwiowej (b) w chodniku C-5 Fig. 12. Results of measurements of arch ŁP (a) and rockbolt (b) support load for gateroad C-5 Przedstawione powyżej wyniki pomiarów pokazują, że maksymalna wartość konwergencji pionowej w chodniku C-5, po uwzględnieniu pobierki spągu (do 0,8 m) przeprowadzonej w odległości 150 m przed frontem ściany, wynosiła 925 mm, natomiast konwergencji poziomej 650 mm (rys. 10). Podobnie jak w przypadku chodnika C-4, istotny udział w konwergencji pionowej chodnika C-5 miało wypiętrzenie spągu. Potwierdziły to również wskazania rozwarstwieniomierzy trójpoziomowych, które w odległości 50 m przed frontem ściany wskazały maksymalną wartość osiadania stropu równą 190 mm (rys. 11). W przypadku chodnika C-5 utrata pola powierzchni przekroju chodnika, po uwzględnieniu pobierki spągu wynosiła 30% (z 21,78 m 2 do 15,2 m 2 ), natomiast bez pobierki spągu 47% (11,5 m 2 ). W związku z tym stwierdzić można, że opracowany schemat obudowy wpłynął pozytywnie na konwergencję chodnika C-5, co pozwoliło uzyskać pole powierzchni przekroju o 2,3 m 2 większe w stosunku do chodnika C-4 (konwergencja wyrażona w metrach kwadratowych pola powierzchni przekroju poprzecznego była o 25% niższa). Wyniki badań endoskopowych w chodniku C-5 (rys. 11b) wykazały, że od około 150 m przed frontem ściany C-4 nie zaobserwowano znacznego wzrostu zasięgu strefy spękań górotworu. Zasięg strefy spękań w odległości około 150 m przed frontem ściany wynosił 8,5m, natomiast podczas ostatniego pomiaru wykonanego w odległości około 10 m przed frontem ściany, zasięg zwiększył się do wysokości 9,2 m. Analiza wyników pomiarów dotyczących obciążenia odrzwi obudowy ŁP (rys. 12a), prowadzonych za pomocą dynamometrów hydraulicznych wskazuje, że pierwsze oddziaływanie ciśnienia eksploatacyjnego zaobserwowano w odległości około 150 m przed frontem ściany. Od tego mo- mentu następował systematyczny wzrost wartości obciążenia obudowy. Całkowite maksymalne obciążenie przypadające na pojedyncze odrzwia ŁP, zabudowane w rozstawie 0,75 m wynosiło 369 kn (528 kn/m) i wartość ta była większa od maksymalnej dopuszczalnej nośności odrzwi zastosowanych w chodniku C-5, która wynosi 520 kn/m. Maksymalna wartość siły osiowej w badanej kotwi oprzyrządowanej (rys. 12b) wynosiła147 kn i nie przekroczyła maksymalnej nośności kotwi. Wszystkie zarejestrowane wartości sił osiowych w kotwi stanowiły siły rozciągające. Maksymalne ich wartości zanotowano na odcinku kotwi pomiędzy 1,6 i 1,9 m. Ponadto, znaczny wzrost wartości sił osiowych w kotwi oprzyrządowanej zaobserwowano w momencie, gdy front ściany C-4 znajdował się w odległości około 150 m od bazy pomiarowej. 5. Wnioski W procesie projektowania obudowy wyrobiska korytarzowego zlokalizowanego w warunkach dużych przemieszczeń górotworu (np. osiadanie stropu, wypiętrzenie spągu i konwergencja pozioma), w wyniku oddziaływania ciśnienia eksploatacyjnego istotne jest dobranie optymalnego schematu obudowy, który zapewni stateczność i funkcjonalność wyrobiska w całym okresie jego istnienia oraz bezpieczeństwo pracy górników. Przedstawiony w artykule sposób projektowania obudowy chodnikowej, w oparciu o wyniki badań dołowych oraz modelowanie numeryczne, umożliwia zoptymalizowanie schematu obudowy chodnika podścianowego pod kątem jego nośności oraz kosztów wykonania. Optymalizacja schematu

86 84 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 obudowy polegała na odpowiedniej lokalizacji przykotwionych podciągów stalowych, co w rezultacie wpłynęło na zmniejszenie konwergencji chodnika o 25%. Na podstawie przedstawionych rezultatów badań i analiz stwierdzić można, że modelowanie numeryczne oparte na prawidłowo określonych parametrach wejściowych modelu (badania in situ), pozwala na optymalne zaprojektowanie schematu obudowy chodnika zlokalizowanego w konkretnych warunkach geologiczno-górniczych. Podziękowania W artykule wykorzystano wyniki prac wykonanych przez Główny Instytut Górnictwa i Jastrzębską Spółkę Węglową S.A. w ramach realizacji projektu AMSSTED: Zaawansowane systemy obudowy górniczej dla poprawy kontroli górotworu w warunkach dużych naprężeń (Advancing Mining Support Systems to Enhance the Control of Highly Stressed Ground). Projekt współfinansowany był przez Fundusz Badawczy dla Węgla i Stali - Research Fund for Coal and Steel (kontrakt nr RFCR-CT ) oraz Ministerstwo Nauki i Szkolnictwa Wyższego (umowa nr 3146/ FBWiS/2014/2). Literatura BARCZAK T, M An overview of standing roof support practices and developments in the United States. Proceedings of the Third South African Rock Engineering Symposium, South African Institute of Mining and Metallurgy, pp BIGBY D Coal mine roadway support system handbook. Rock Mechanics Technology for the Health and Safety Executive, Research Report 229a. BIGBY D., HURT K., MACANDREW K The Autowarning Telltale: A New Safety Monitoring Device for Pillar Extraction Operations. Proceedings of the 30th International Conference on Ground Control in Mining. West Virginia University, Morgantown, USA. BOCK S., PRUSEK S., ROTKEGEL M Design and Control of Working Support in Polish Coal Mines Based on Three - Dimensional Numerical Modeling. 28th International Conference on Ground Control in Mining, USA, Morgantown, pp BOWLER J., BETTS D., ALTOUNYAN P Innovation in rib support systems: the development of enhanced support for high deformation gateroads at Daw Mill Colliery. Proceedings of International Mining Symposia - Rockbolting in Mining & Injection Technology and Roadway Support Systems, Aachen, Germany: RWTH, pp CARTWRIGHT P., BOWLER J The development and use of risk assessment techniques to assess roadway stability in the Parkgate Seam at Thoresby Colliery. Proceedings of the 18th International Conference on Ground Control in Mining, West Virginia University, Morgantown, USA. COLWELL M., FIRTH R., MARK C Analysis of longwall tailgate serviceability (ALTS): A chain pillar design methodology for Australian conditions. U.S. Department of health and human services, Pittsburgh. COSMOS/M, 1999, User s Guide, Structural Research & Analysis Corp, Los Angeles, USA. HEBBLEWITHE B. K., LU T Geomechanical behaviour of laminated weak coal mine roof strata and the implications for a ground reinforcement strategy, International Journal of Rock Mechanics & Mining Sciences, No 41, pp HUCKE A., STUDENY A., RUPPEL U., WITTHAUS H Advanced Prediction Methods for Roadway Behaviour by Combining Numerical Simulation. Physical Modelling and In-Situ Monitoring, 25th International Conference on Ground Control in Mining, Morgantown, WV, USA. JUNKER M., i in Strata control in-seam roadways. VGE Verlag GmbH, Essen. KUKUTSCH R., SOUCEK K., KONICEK P., PTACEK J., WACLAWIK P., SNUPAREK R Geomechanical and geotechnical evaluation of maingate No monitoring in the conditions of the Paskov mine. Rock Mechanics for Resources, Energy and Enviroment, Taylor&Francis Group, London. LAWRENCE W A method for the design of longwall gateroad roof support. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences, Volume 46, Issue 4, pp LUBOSIK Z., PRUSEK S Geometrical Description of Gateroad Roof Sag. Proceedings of the 29th International Conference on Ground Control in Mining. West Virginia University, Morgantown, USA. MAJCHERCZYK T., MAŁKOWSKI P., NIEDBALSKI Z Ruchy górotworu i reakcje obudowy w procesie niszczenia skał wokół wyrobisk korytarzowych na podstawie badań In situ, wyd. AGH, Kraków. MAJCHERCZYK T., MAŁKOWSKI P., NIEDBALSKI Z Badania nowych rozwiązań technologicznych w celu rozrzedzenia obudowy podporowej w wyrobiskach korytarzowych, wyd. AGH Kraków. MARK CH., Comparison of Ground Conditions and Ground Control Practices in the United States and Australia, Proceedings of the 17th International Conference on Ground Control in Mining, Morgantown, West Virginia University, pp Polska Norma PN-H-84042: Stale mikrostopowe na kształtowniki i akcesoria górnicze. PKN, Warszawa, luty Polska Norma PN-H Kształtowniki stalowe walcowane na goraco dla górnictwa Ogólne wymagania i badania. PKN, Warszawa, grudzien PRUSEK S Modification of parameters in the Hoek-Brown failure criterion for gate road deformation prediction by means of numerical modeling. Glückauf, No. 9, pp PRUSEK S Empirical-statistical model of gate roads deformation. Archiwum Górnictwa, Issue 2, Cracow, pp PRUSEK S., LUBOSIK Z., DVORSKY P., HORAK P Gateroad support in the Czech and Polish coal mining industry present state and future developments. Proceedings of the 30th International Conference on Ground Control in Mining. West Virginia University, Morgantown, USA. SNUPAREK R., KONECNY P Stability of roadways in coalmines alias rock mechanics in practice. Journal of Rock Mechanics and Geotechnical Engineering, SZWEDZICKI T Reviewing support requirements for existing excavations in underground mines. Mining Technology: Transactions of the Institutions of Mining and Metallurgy, Vol. 114, pp TORAÑO J., i in FEM modeling of roadways driven in a fractured rock mass under a longwall influence. Computers and Geotechnics, No. 29, pp WALENTEK A., LUBOSIK Z., PRUSEK S., MASNY W Numerical modelling of the range of rock fracture zone around gateroads on the basis of underground measurements results. Proceedings of the 28th International Conference on Ground Control in Mining, West Virginia University, Morgantown, USA. Artykuł wpłynął do redakcji grudzień 2016 Artykuł akceptowano do druku

87 Nr 2 PRZEGLĄD GÓRNICZY 85 Nowe miejsca występowania flory w osadach formacji z Glinika (westfal D-stefan B moskow-kasimow) w depresji śródsudeckiej na dolnym śląsku informacja wstępna New occurrences of fossil flora in Intra-Sudetic Depression within Glinik Formation (Westphalian D Stephanian B moscovian) preliminary data Robert Borzęcki* ) Mgr inż. Andrzej Zibrow** ) Treść: Zaprezentowano nowe odkrycia dobrze zachowanej flory kopalnej, występującej w obrębie formacji z Glinika (westfal D - stefan B moskow-kasimow) w depresji śródsudeckiej. Flory kopalne znaleziono w Pstrążnej koło Kudowy Zdroju i Sierpnicach koło Głuszycy Górnej. Na stanowiskach tych oznaczono między innymi fragmenty roślin z klasy: Lycopsida, Sphenopsida, Pteridospermopsida i Cordaitopsida. Odkrycia te pomogą w lepszym stopniu poznać roślinność późnego karbonu w obrębie depresji śródsudeckiej. Szczegółowe badania florystyczne i palinologiczne mogą spowodować konieczność weryfikacji stratygrafii uważanego dotychczas za monotonny zespołu skalnego tworzącego formację z Glinika. Abstract: New findings with well preserved fossil of flora have been found in a few places in the Intra-Sudetic Depression, within Glinik Formation (Westphalian D Stephanian B moscovian-kasimovian). Fossil of flora were found in Pstrążna near Kudowa Zdrój and Sierpnice near Głuszyca Górna. The assemblage consists of: Lycopsida, Sphenopsida, Pteridospermopsida i Cordaitopsida. These discoveries will help with better understanding of Carboniferous vegetation within Intra-Sudetic Depression. Detailed floristic and palynological investigations should result in more detailed stratigraphic scheme of otherwise monotonous Glinik Formation. Słowa kluczowe: karbon górny, formacja Glinika, Pstrążna, Sierpnice Key words: Upper Carboniferous, Glinik formation, Pstrążna, Sierpnice 1. Wprowadzenie W wyniku dotychczasowych badań prowadzonych na obszarze depresji śródsudeckiej udokumentowano tylko jedno stanowisko, gdzie w osadach formacji z Glinika występują oznaczalne szczątki makroflory. Jest nim dawna kopalnia węgla kamiennego, a później rud uranu w Okrzeszynie (Migier, Dąbrowski 1989). W trakcie prowadzonych w latach prac dokumentujących ślady dawnego górnictwa węgla kamiennego na ziemi kłodzkiej odnaleziono dwa inne, mało dotychczas znane stanowiska, w których występują utwory formacji z Glinika ze szczątkami makroflory (rys. 1). Stanowiska te są położone w okolicy Pstrążnej k. Kudowy Zdroju i Sierpnic k. Głuszycy Górnej. Z odsłonięć pozyskano liczne, dobrze zachowane okazy roślin z klasy: Lycopsida, Sphenopsida, Pteridospermopsida i Cordaitopsida. Są one teraz obiektem szczegółowych badań paleobotanicznych. * ) Muzeum Minerałów, Nowa Ruda, ** ) Balamara Sp. z o.o., Katowice 2. Rejon Pstrążnej Pstrążna (niemieckie: Strausseney) jest położona przy granicy z Republiką Czeską, w odległości 3 kilometrów na północ od centrum Kudowy Zdroju. Jej powstanie było ściśle związane z działającymi tu w latach kilkoma niewielkimi kopalniami węgla kamiennego (Jaros 1972). Dłuższy żywot miała tylko kopalnia Wilhelmina, która działała do 1921 roku. Kopalnia ta położona była po czeskiej stronie granicy, jednak prowadziła głównie nielegalną eksploatację pokładów węgla kamiennego znajdujących się w okolicy obecnych stawów rybnych w Pstrążnej na terenie ówczesnych Prus (Hannusch 1970). Z wyrobisk kopalni Wilhelmina pochodziły jedyne dotychczas znane z tego rejonu okazy flory. Zostały one opisane przez Nemejca (1933, 1958). W 1951 roku hałdy i wyrobiska podziemne dawnych kopalni węgla w rejonie Pstrążnej stały się obiektem zainteresowania Zakładów Przemysłowych R-1 w Kowarach, które poszukiwały tu rud uranu. Udostępniono wtedy jedną z dawnych sztolni i wydrążono nowy szyb.

88 86 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Rys. 1. Mapa geologiczna Noworudzkiego Zagłębia Węglowego 1 formacja ze Szczawna (wizen); 2 formacja z Wałbrzycha (namur A = serpuchow); 2/3 formacja z Białego Kamienia (namur C westfal A = baszkir); 3 formacja z Żaclerza (westfal A C = baszkir); ¾ formacja z Glinika (westfal D stefan = moskow); 4 formacja z Ludwikowic (stefan = moskow-kasimow); 5 - główne miejscowości; 6 - lokalizacje z florą westfalu C-D i stefanu A (moskow-kasimow) Fig. 1. Geological map of Nowa Ruda Coal Basin 1 - Szczawno Fm.; 2 - Wałbrzych Fm.; 2/3 Biały Kamien Fm. 3 Żacler Fm.; ¾ Glinik Fm.; 4 Ludwikowice Fm.; 5 - the main town; 6 - locations with flora from Westphalian C-D and Stephanian A-B (moscovian-kasimovian) Przeprowadzone w połowie lat dziewięćdziesiątych XX wieku badania palinologiczne potwierdziły, że zalegające w rejonie Pstrążnej utwory karbonu późnego należą głównie do westfalu C i stefanu A (moskow) (Górecka-Nowak 1995). Rys. 2. Fragment odsłonięcia w Pstrążnej. Fot. R. Borzęcki Fig. 2. Fragment of outcrops in Pstrążna. Fot. R. Borzęcki W rejonie Pstrążnej utwory karbonu późnego tworzą wychodnie widoczne w licznych naturalnych odsłonięciach. Obecnie najciekawsze z nich znajduje się w skarpie na zachodnim brzegu stawów rybnych (rys. 2). Ma ono wysokość około 2 metrów i ciągnie się na długości około 25 m. Odsłania się tam kompleks piaskowców i zlepieńców z wkładkami iłowców i mocno zsylifikowanych mułowców oraz kilkoma cienkimi pokładami węgla. W mułowcach i iłowcach występują nieliczne, ale dobrze zachowane skamieniałości flory (rys. 3). Znaleziono tu skamieniałości roślin skrzypowych Calamites sp., kłosy zarodniowe oraz ulistnienie kalamitów z gatunku Asterophyllites equisetiformis (Sternberg), klinolistów Sphenophyllum cuneifolium (Sternberg) Zeiller, roślin widłakowych (liście sygillarii), paproci (Pecopteris), paproci nasiennych (Neuropteris s.l. i Alethopteris) oraz liście kordaitów. W wyżej leżących piaskowcach i zlepieńcach występują skrzemionkowane pnie Dadoxylon sp. Skamieniałości flory można również znaleźć na niewielkich i niestety zwykle już mocno zarośniętych hałdach pokopalnianych. Godną uwagi jest również położona już na terenie Czech hałda dawnej kopalni Wilhelmina. 3. Rejon Sierpnic Sierpnice (niemieckie: Rudolphswaldau) są położone w odległości około 6 km na SE od Głuszycy Górnej. Rys. 3. Skamieniałości roślin paprociolistnych z odsłonięcia nad stawami rybnymi w Pstrążnej (ze zbiorów Muzeum Minerałów w Nowej Rudzie). A. Neuropteris sp., B. Pecopteris sp., C. Alethopteris sp. Fig. 3. Fossil plant of fern from outcrops above fish ponds in Pstrążna (from the collections of the Museum of Minerals in Nowa Ruda). A. Neuropteris sp., B. Pecopteris sp., C. Alethopteris sp.

89 Nr 2 PRZEGLĄD GÓRNICZY 87 W latach na północ od wsi działała niewielka kopalnia węgla kamiennego Deutschland Neu Glückauf (Jaros, 1972). W 1952 i 1955 roku hałdy i wyrobiska podziemne dawnej kopalni stały się obiektem zainteresowania Zakładów Przemysłowych R-1 w Kowarach, które poszukiwały tu rud uranu. Udostępniono wtedy fragment dawnej sztolni Gabriel, wykonano 11 otworów oraz zgłębiono 5 szybików, które następnie połączono upadową. 4. Wnioski Opisane stanowiska są stosunkowo łatwo dostępnym źródłem materiału zawierającego rzadko spotykaną zwęgloną florę z osadów formacji z Glinika. Flora ta szczególnie w odsłonięciu w Sierpnicach odznacza się dość dużym zróżnicowaniem gatunkowym. Może zatem stanowić doskonały materiał do badań porównawczych i korelacyjnych z innymi tego typu stanowiskami, jakie są znane lub zostaną odkryte na obszarze niecki śródsudeckiej. Na opisanych stanowiskach powinny zatem zostać przeprowadzone kompleksowe badania paleobotaniczne i palinologiczne w celu określenia dokładnego wieku osadów i składu gatunkowego występującej w nich flory. W przypadku Pstrążnej warto podjąć współpracę z paleobotanikami z Czech w celu przebadania znajdujących się poza naszą granicą hałd kopalni Wilhelmina. Uzyskane w wyniku wszystkich tych badań dane niewątpliwie przysłużą się do lepszego rozpoznania szaty roślinnej obszaru niecki śródsudeckiej w schyłkowym okresie karbonu. Zaleca się szczególne zwracanie uwagi na rdzeń uzyskiwany z wykonywanych aktualnie wierceń w rejonie Nowej Rudy w ramach rozpoznania geologicznego złóż węgla kamiennego. Literatura Rys. 4. Fragment zapadliska nad upadową w Sierpnicach. Fot. R. Borzęcki Fig. 4. Fragment of cavity above coal slope in Sierpnica. Fot. R. Borzęcki Występują tu piaskowce z przewarstwieniami iłowców i jednym pokładem węgla. W atlasie geologicznym DZW (Bossowski, Ihnatowicz, 2006) utwory te zaliczane są do westfalu D i stefanu A-B (moskow). Obecnie najciekawsze są odsłonięcia w ścianach rowu powstałego w wyniku zarwania się stropu na ujściu upadowej (rys. 4). Mają one wysokość 0-2 m i ciągną się na długości około 10 m. Odsłania się w nich górna część pokładu węgla, nad którym zalegają piaskowce przewarstwione z iłowcami. Iłowce mają tu nietypową białą barwę. W iłowcach tych występują liczne skamieniałości flory (rys. 5). Znaleziono tu m.in. liście roślin paprociolistnych z rodzaju: Pecopteris, Sphenopteris, Neuropteris i Alethopteris, ulistnienia kalamitów z rodzajów Asterophyllites i Annularia, klinolisty oraz odciski kory widłaków z rodzaju Lepidodendron i Sigillaria. BOSSOWSKI A., IHNATOWICZ A Atlas geologiczny Dolnośląskiego Zagłębia Węglowego 1: Wydawnictwa Geologiczne. Warszawa. GÓRECKA-NOWAK A Palinostratygrafia osadów westfalu w północno-zachodniej części niecki śródsudeckiej. Acta Uniwersitatis Wratislaviensis, 1583, Prace Geologiczno-Mineralogiczne, nr 40. HANNUSCH W Die Kohlengruben von Strausseney. Graftschafter Bote, nr 8. JAROS J Słownik historyczny kopalń węgla na ziemiach polskich. Śląski Instytut Naukowy. Zeszyty Naukowe nr 59. MIGIER T., DĄBROWSKI J Zebranie i weryfikacja dotychczasowych informacji paleobotanicznych pod kątem widzenia stratygrafii makroflorystycznej. CPBR cel 42, kontr. 3. Archiwum PIG. Warszawa. NEMEJC F Floristicko-stratigrafická studie o poměrech v uhelných revírech u Žacléře, Svatoňovic a u Žďárků (blíže Hronova). Vestnik Králove Česke Společnosti Nauk, t. 5. NEMEJC F Biostratigrafické studie v karbonu českého křídla vnitrosudetské pánve. Rozpravy Československe Akademie Ved, t. 68, nr 6. Rys. 5. Skamieniałości roślinne z odsłonięcia na terenie dawnej kopalni Deutschland Neu Glückauf w Ścinawce Średniej (ze zbiorów Muzeum Minerałów w Nowej Rudzie) A. Annularia sp., B. Sphenopteris sp., C. Alethopteris sp. Fig. 5. Plant fossils from the outcrops in the area of the disused mines Deutschland Neu Glückauf in Ścinawka Średnia (From the collections of the Museum of Minerals in Nowa Ruda) A. Annularia sp., B. Sphenopteris sp., C. Alethopteris sp.

90 88 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Prof. dr hab. inż. Andrzej Lisowski* ) POLEMIKI DYSKUSJE Teksty oryginalne, nierecenzowane Zakończenie dyskusji z panem profesorem Romanem Magdą, zapoczątkowanej jego artykułem w Przeglądzie Górniczym 8/2016 kontynuowanej w zeszycie 11/2016 oraz 1/2017 Treść: Kontynuując wymianę poglądów z profesorem Romanem Magdą, autor ustosunkował się do trzech problemów: wkładu Katedry AGH Ekonomiki i Zarządzania w Przemyśle do dydaktyki i badań naukowych; zasadności stosowania w górnictwie specjalności: inżynieria produkcji oraz stosowania w analityce kosztów produkcji górniczej podziału kosztów na stałe i zmienne. W zakończeniu autor zaapelował do inżynierów górniczych o szerszą wymianę poglądów w trybie POLEMIKI DYSKUSJE. Słowa kluczowe: zarządzanie w górnictwie, inżynieria produkcji, restrukturyzacja górnictwa, koszty stałe i zmienne Kończona tą wypowiedzią moja dyskusja z panem profesorem Romanem Magdą na temat działalności i dorobku Katedry AGH: Ekonomiki i Zarządzania w Przemyśle jest dyskusją drugą. Pierwsza została zapoczątkowana w roku 2012 w dziewiątym Zeszycie Przeglądu Górniczego (P.G. 9/2012). Kiedy wówczas, w odpowiedzi na jego replikę (P.G.12/2012) przekazałem do niej dalsze uwagi (P.G. 1/2013) uznał, że uwagi te nie zasługują na replikę. Natomiast w kolejnej (kończonej właśnie) dyskusji także zapoczątkowanej informacją Profesora Magdy o dorobku Katedry, kiedyś kreowanej przez profesora Bolesława Krupińskiego postąpił inaczej. Ustosunkował się także do mojej drugiej wypowiedzi, ale kończąc swoje uwagi stwierdził (P.G. 1/2017), że dążę do polemiki ( ) dla samego polemizowania, że może o tym świadczyć ( ) wielokrotne przytaczanie tych samych treści w wielu polemikach pana Profesora, które w dużej mierze noszą znamiona autoplagiatów prac wykonanych w ubiegłych dziesięcioleciach. Takie polemizowanie jest jałowe ( ) w kolejnych polemikach nie mam zamiaru uczestniczyć. Wskazana krytyka i nerwowa reakcja zostały wywołane (prawdopodobnie) moim następującym pytaniem (P.G. 1/2017) Czy pan profesor Magda zgodzi się z poglądem, że gdyby w okresie rynkowej transformacji mieli w górnictwie węgla kamiennego bardziej KOMPETENTNE ZARZĄDZANIE to udział tego górnictwa w osiągniętym poziomie gospodarczego rozwoju i także sam rozwój byłyby znacząco wyższe ( )? Ten pogląd (z uzasadnieniem) rzeczywiście wielokrotnie publikowałem. Pana profesora Magdę pytałem powtórnie o stanowisko w tej sprawie, ale nie otrzymałem odpowiedzi. Ani w roku 2012, ani w tej dyskusji pan profesor Magda nie potrafił (nie chciał?) sprecyzować swojej oceny sposobu przeprowadzenia rynkowej transformacji naszego górnictwa węgla kamiennego. * ) Emerytowany pracownik Głównego Instytutu Górnictwa Przyznaję więc, ze rzeczywiście już w roku 1989 przy Okrągłym Stole i później, wytrwale lansowałem odmienny od przyjmowanego później przez kolejne Rządy wariant rynkowej transformacji górnictwa węgla kamiennego. Czy jednak rozwiązania, które w ponad 30 publikacjach proponowałem dla poprawy kondycji górnictwa węgla kamiennego, które niestety w okresie transformacji wciąż ulegało degradacji były powtarzane? Na pewno były też takie ale czy były to autoplagiaty? Wątpię bo z upływem lat sytuacja w sektorze (w tym również kierownicza kadrowa) ulegała zmianom i moja argumentacja zachęcająca do stosowania lansowanych rozwiązań ulegała aktualizacji. Czy jeżeli dzisiaj twierdzę, że rozwiązania, które lansowałem jeszcze w epoce PRL takie jak: 1) wahadłowy system eksploatacji ścianowej P.G. 7/1953; 2) chodniki wgłębne P.G. 9/1961; 3) tama przeponowa dla ścian z obudową kroczącą P.G. 7/1977; 4) metoda potencjałów jako instrument podnoszenia koncentracji produkcji i obniżania kosztów P.G. 0/1968; 5) alternatywny system (w stosunku do ścian) eksploatacji pokładów P.G. 2/1996; są nadal aktualne i posiadają duży potencjał efektywności to czy popełniam autoplagiat, bo twierdzę to już któryś raz? Wątpię ale o werdykt trzeba prosić pana profesora Magdę. *** Niezależnie od stanowiska, które zajął pan profesor Magda mam obowiązek ustosunkowania się do jego ostatniej wypowiedzi (P.G. 1/2017). Będę się streszczał. 1. Wkład Katedry do dydaktyki i badań naukowych Z trzech wypowiedzi pana profesora Magdy (P.G. 8/2016, P.G. 11/2016 i P.G ) informacje o wkładzie do dydaktyki i badań naukowych Katedry AGH: Ekonomiki i Zarządzania w Przemyśle nie składają się niestety na całość przekonywającą i spójną. W pierwszej wypowiedzi mówi się wyraźnie o kształceniu na kierunku zarządzanie i inżynieria produkcji. W drugiej: wyraźnie wyróżnia się kie-