INŻYNIERÓW I TECHNIK SZY T S

Transkrypt

1 ISSN X INŻYNIERÓW STOWARZYSZENIE I TECHNIKÓW GÓRNICTWA

2

3 PRZEGLĄD Nr 9 GÓRNICZY 1 założono r. MIESIĘCZNIK STOWARZYSZENIA INŻYNIERÓW I TECHNIKÓW GÓRNICTWA Nr 9 (1125) wrzesień 2016 Tom 72 (LXXII) UKD : /.84: Utrzymanie chodnika przyścianowego za frontem ściany na dużych głębokościach - analiza przypadku Maintenance of the gateroad behind the front of the longwall at great depths case study dr inż. Wojciech Masny* ) dr inż. Sylwester Rajwa* ) dr hab. inż. Stanisław Prusek* ) mgr inż. Sylwester Łukawski ** ) mgr inż. Marek Kocel ** ) Treść: W artykule przedstawiono sposoby wzmocnienia chodnika przyścianowego, który ze względów wentylacyjnych utrzymywany był za frontem ściany. Omówiono dotychczas stosowane schematy wzmocnień w KWK Budryk oraz zaprezentowano trzy nowe schematy zastosowane na długości analizowanego wyrobiska. Celem przedstawionych prac, oprócz typowo utylitarnego charakteru - utrzymania odpowiedniego przekroju poprzecznego - była również odpowiedź na pytanie, jakie schematy mogą zostać z powodzeniem zastosowane w chodnikach przyścianowych zlokalizowanych na głębokościach większych od 1000 m. Abstract: This paper presents the methods of reinforcing a gateroad, which due to ventilation purpose has been maintained behind the front of the longwall. Previously used schemes of reinforcements in Budryk hard coal mine were discussed, and three new schemes applied along the length of the analyzed gateroad. The aim of this work, in addition to the typical utilitarian nature - to maintain an adequate cross-section of the openings - was also to find out what schemes may be successfully applied in the gateroads located at depths greater than 1000 m. Słowa kluczowe: górnictwo, górotwór, chodnik przyścianowy, wzmocnienie wyrobiska przyścianowego Key words: mining, rock mass, gateroad, convergence, reinforcement of gateroad * ) Główny Instytut Górnictwa w Katowicach, ** ) JSW S.A KWK Budryk

4 2 PRZEGLĄD GÓRNICZY Wprowadzenie W Polsce w 2015 roku czynnych było 30 podziemnych kopalń węgla kamiennego objętych nadzorem urzędów górniczych ( 2016), które wydobyły 72,2 mln ton tego surowca. Podstawowym systemem eksploatacji pokładów węgla kamiennego był system ścianowy z pojedynczymi chodnikami. Zasadniczą obudowę takich wyrobisk przyścianowych stanowiły odrzwia z łuków stalowych podatnych, wykonane najczęściej z kształtowników V29 lub V32. Dominowały przy tym wyrobiska o przekroju poprzecznym od 14,8 do 17,8 m 3, co odpowiada wielkości odrzwi ŁP9 i ŁP10 (Prusek i in. 2011, Prusek, Masny 2013). W wielu sytuacjach geologiczno-górniczych niezbędnym jest dodatkowe wzmocnienie obudowy chodników przyścianowych. Dzieje się tak na przykład w rejonach wzmożonych ciśnień, choćby na skutek występujących krawędzi lub resztek w pokładach niżej lub wyżej występujących, w rejonie oddziaływania zbliżającego się frontu ściany, czy też w strefach szczególnego zagrożenia tąpaniami. Analizę udziału poszczególnych typów wzmocnień, w chodnikach przyścianowych, przed frontem ściany, przedstawiono na rysunku 1 (Prusek i in. 2011). Jak można zauważyć na rysunku 1 zasadniczą formę wzmocnień chodników stanowią stojaki cierne. W ostatnim czasie zauważa się jednak systematycznie rosnący udział wzmocnień z wykorzystaniem kotwi. Tendencję tę potwierdzają dane statystyczne zestawione w pracy (Prusek i in. 2014). Z danych przedstawionych na rysunku 2 wynika, że z łącznej liczby około 400 km wyrobisk korytarzowych wydrążonych w roku 2012, w polskim górnictwie węgla kamiennego, wzmocnienie obudowy podporowej za pomocą kotwi wykonywane było już na ponad 20% sumarycznej ich długości (ok. 86,5 km). W przypadku, gdy chodniki przyścianowe utrzymywane są za frontem ściany w celach wentylacyjnych i/lub powtórnego wykorzystania ich dla sąsiedniej ściany, najczęściej wzmacnia się je dodatkowymi podciągami podbudowanymi stojakami drewnianymi i/lub stosując różnego rodzaju pasy ochronne. Pasy te budowane są najczęściej z drewna (kaszty) lub ze spoiw chemicznych bądź też mineralnych (rysunek 3). Rys. 1. Sposoby wzmocnienia chodników przyścianowych przed frontem ściany (Prusek i in. 2011) Fig. 1. Reinforcements applied in steel arch yielding support in gateroads in front of the longwall in Polish coal mines (Prusek i in. 2011) Rys. 2. Długość wyrobisk oraz procentowy udział poszczególnych typów obudowy z zastosowaniem kotwi (Prusek i in. 2014) Fig. 2. Length of workings and share of the given types of supports with rock bolts (Prusek i in. 2014)

5 Nr 9 PRZEGLĄD GÓRNICZY 3 Rys. 3. Sposoby wzmocnienia chodników przyścianowych za frontem ściany (Prusek i in. 2011) Fig. 3. Reinforcements applied in steel arch yielding support in gateroads behind the front of the longwall in Polish coal mines (Prusek i in. 2011) W artykule przedstawiono sposoby wzmocnienia chodnika przyścianowego, który, ze względów wentylacyjnych, utrzymywany był za frontem ściany. Omówiono dotychczas stosowane schematy wzmocnień w KWK Budryk oraz zaprezentowano trzy schematy zastosowane na długości analizowanego wyrobiska. Celem przedstawionych prac, oprócz typowo utylitarnego charakteru - utrzymania odpowiedniego przekroju poprzecznego - była również odpowiedź na pytanie, jakie schematy zastosowane mogą zostać z powodzeniem w chodnikach przyścianowych zlokalizowanych na głębokościach większych od 1000 m. 2. Opis warunków geologiczno-górniczych Przedmiotowy chodnik Cz-2, ze względu na strefę uskokową, stanowił wyrobisko przyścianowe dwóch ścian Cz-2 oraz Cz-2a i zlokalizowany był w pokładzie 364/2 w KWK Budryk na głębokości m. Ze względu na założony system eksploatacji i wymagania wentylacyjne planowano powtórne wykorzystanie chodnika Cz-2, tj. podczas wybierania sąsiedniej ściany Cz-3 - rysunek 4. Miąższość pokładu 364/2 w rejonie przedmiotowych eksploatacji wynosiła od 2,2 do 2,8 m. W stropie pokładu 364/2 występował iłowiec o grubości od 1,5 do 4,9 m, a nad nimi łupki piaszczyste lub piaskowce o grubości do 6,2 m. W spągu pokładu zalegał iłowiec o grubości dochodzącej do 1,6 m. Wytrzymałości na ściskanie (Rc) węgla i skał otaczających wynosiły: skały stropowe 40,1 MPa, węgiel 14,0 MPa oraz skały spągowe 42,4 MPa (Masny i in. 2015). W rejonie ścian Cz-2 oraz Cz-2a, nie występowały krawędzie i resztki w pokładach niżej i wyżej leżących. 3. Dotychczasowe sposoby wzmocnień chodników przyścianowych W JSW S.A. KWK Budryk od połowy lat dziewięćdziesiątych wyeksploatowano łącznie ponad 70 ścian. W ponad 90% przypadków eksploatacja pokładów tymi ścianami prowadzona była w sposób umożliwiający podwójne wykorzystanie chodników przyścianowych. Konieczność utrzymywania oraz powtórnego wykorzystania chodników przyścianowych wynikała m.in. z (Łukawski 2013): znacznej prognozowanej metanowości pokładów, a co za tym idzie, konieczności utrzymania odpowiednio dużych przekrojów wyrobisk, wymaganych ze względu na poziom wydatku prądu powietrza zapewniającego zachowanie stężenia CH4 poniżej progu 1,5% w prądzie wylotowym z rejonu wentylacyjnego, dużego dobowego postępu ścian, kwestii ekonomicznych - utrzymanie chodników jest tańsze od drążenia nowych. Kopalnia węgla kamiennego Budryk do wzmacniania obudowy zasadniczej chodników przyścianowych stosuje praktycznie wszystkie dostępne środki, takie jak: kotwy, stojaki stalowe, stojaki drewniane, podciągi i kaszty prefabrykowane. W początkowym okresie eksploatacji do roku 2010 stosowano kotwy stalowe o długości ok. 2,5 m, następnie zaś strunowe o długościach od 3,5 do 10,0 m (Łukawski 2013). Przykładem sposobu wzmocnienia może być schemat zastosowany w chodniku Cz-1 pokład 364/2, który podobnie jak chodnik Cz-2, utrzymywany był za frontem ściany Cz-1 (porównaj rysunek 4). Według projektu obudowę ŁP10/V32/A budowaną w rozstawie 0,75 m, wzmacniano stojakami SV29t Rys. 4. Szkic mapy pokładu 364/2, KWK Budryk Fig. 4. Scheme of map of the seam no. 364/2, Budryk Coal Mine

6 4 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2016 posadowionymi na prostkach. Dodatkowo wykonywane były dwa podciągi stalowe V29, kotwione naprzemiennie, co drugie pole, kotwami strunowymi - rysunek 5. Ponadto, podczas wybierania ściany Cz-1 w jej polu, bezpośrednio przy chodniku Cz-1, budowany był kaszt drewniany. Na długości chodnika Cz-1, po przejściu frontu ściany Cz-1, służby mierniczo-geologiczne KWK Budryk przeprowadziły pomiar inwentaryzacyjny zaciskania pionowego oraz poziomego. Wyniki tych pomiarów, w odniesieniu do długości chodnika Cz-1 (licząc od rozcinki rozruchowej ściany Cz-1) przedstawiono na rysunku 6 oraz zestawiono w tabeli 1. Tabela 1. Wyniki pomiarów zaciskania chodnika Cz-1, pokład 364/2 Table 1. Horizontal and vertical convergence measurements results of gateroad Cz-1, seam no. 364/2 Parametr Wysokość m Szerokość m Maksymalna wartość zaciskania, m 2,10 2,10 Minimalna wartość zaciskania, m 0,39 0,15 Średnia wartość zaciskania, m 1,02 1,05 Jak można zauważyć, na podstawie przedstawionych wyników pomiarów, maksymalne wartości, zarówno zaciskania poziomego, jak i pionowego przekroczyły 2,0 metry, zaś średnie wartości na długości wyrobiska przekroczyły 1,0 m. Na zmienność konwergencji wzdłuż długości chodnika Cz-1 wpłynęły przede wszystkim występujące na jego wybiegu strefy uskokowe. W wyrobisku doszło do szeregu uszkodzeń obudowy oraz ich wzmocnień i były to m.in. pęknięcia stojaków stalowych wskutek przekroczenia ich nośności (rysunek 7a), nadmierna penetracja prostek wraz ze stojakami w spąg, co skutkowało wyboczeniem stojaków (rysunek 7b), wypychanie kotwi (rysunek 7c), deformacja kształtownika odrzwi (rysunek 7d) oraz ogólne deformacje obudowy. Wszystkie wymienione aspekty oraz poniesione koszty spowodowały, że w związku z koniecznością utrzymania chodnika Cz-2 za frontem ściany Cz-2, kopalnia postanowiła zoptymalizować dotychczasowe schematy wzmocnienia. W tym celu na długości wyrobiska zdecydowano się zastosować różne rozwiązania konstrukcyjne, tak, aby można było ocenić ich przydatność dla wyrobisk zlokalizowanych w trudnych warunkach geologiczno-górniczych, związanych między innymi ze znacznymi głębokościami (ok m). Rys. 5. Schemat wzmocnienia chodnika Cz-1 (a) oraz wygląd rzeczywisty wyrobiska (b) Fig. 5. Scheme of the gateroad Cz-1 reinforcement (a) and the real view of the gateroad (b) Rys. 6. Wyniki pomiarów zaciskania poziomego i pionowego w chodniku Cz-1 Fig. 6. Horizontal and vertical convergence measurements results of gateroad Cz-1

7 Nr 9 PRZEGLĄD GÓRNICZY 5 a) b) c) d) Rys. 7. Formy uszkodzeń obudowy i wzmocnień w chodniku Cz-1 Fig. 7. Characteristic types of damage to the support and reinforcements in gateroad Cz-1 4. Schematy wzmocnienia zastosowane w chodniku przyścianowym Cz-2 W chodniku Cz-2 na etapie drążenia zastosowano odrzwia obudowy ŁP10/V32/A w rozstawie co 0,75 m, wykonane ze stali o podwyższonych parametrach wytrzymałościowych. W ramach wzmocnienia obudowy chodnika Cz-2, przed frontem ściany Cz-2 zaproponowano, zgodnie z pracą (Masny i in. 2015), następujące schematy wzmocnień, w zależności od odcinka wybiegu ściany (rysunek 8, metraż liczony od rozcinki rozruchowej ściany Cz-2): m - dwa rzędy podciągów stalowych ze prostek V29 budowanych z wyprzedzeniem minimalnym 60 m przed frontem ściany; podciągi zamocowane do każdych odrzwi obudowy chodnikowej i przykotwione kotwami strunowymi o długości 8,5 m w górotworze, w każdym polu obudowy podporowej; kotwy oraz podciągi rozmieszczone asymetrycznie względem osi wyrobiska, tzn. od strony ściany odsunięte o 0,5 do 0,9 m od osi wyrobiska, natomiast od strony przeciwległej o około 1,1 m; ze względów technologicznych odchylano kotwie do 100 w stronę ociosów. Ponadto w zależności od odcinka wybiegu ściany zaproponowano dodatkowo: m i m - przykatwianie ociosu przeciwległego ścianie (ocios południowy) dwoma kotwami urabialnymi w każdym polu obudowy podporowej, m - zabudowanie w osi wyrobiska oraz w ociosie południowym podciągów mocowanych do każdych odrzwi obudowy podporowej. Ponadto podciąg w ociosie południowym miał zostać przykotwiony kotwami strunowymi o długości 4,5 m, co drugie pole obudowy podporowej. Za frontem ściany Cz-2 w chodniku Cz-2 zaprojektowano następujące schematy wzmocnień, również uzależnione od odcinka wybiegu ściany, liczonego od rozcinki rozruchowej ściany Cz-2 (rysunki 9 oraz 10): m - Etap I oraz m - Etap V: słup budowany co 3 pola obudowy podporowej, wykonany z 3 stojaków drewnianych powiązanych wzajemnie taśmą spinającą, m - Etap II, m - Etap IV oraz m - Etap VI: słup budowany co 4 pola obudowy podporowej, wykonany z 3 stojaków drewnianych powiązanych wzajemnie taśmą spinającą, m - Etap III - kaszt drewniany prefabrykowany obejmujący dwa odrzwia obudowy podporowej, budowany z odstępem 3 pól roboczych. Ponadto w etapach I II oraz IV VI od strony ociosu północnego (ścianowego) pod podciąg stalowy z prostki V29, pod co drugie odrzwia obudowy podporowej zabudowano stojaki drewniane. 5. Prognoza zaciskania pionowego Przed przystąpieniem do robót górniczych GIG dokonał prognozy zaciskania pionowego w chodniku Cz-2, dla poszczególnych schematów wzmocnień. Dla realizacji tego zadania wykorzystano metodę aproksymacyjnego zaciskania chodników przyścianowych AMZCH-1 (Prusek 2008). Przykładowe wyniki dla etapu I i V przedstawiono na rysunku 11.

8 6 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2016 Rys. 8. Schemat wzmocnienia obudowy chodnika Cz-2, pokład 364/2 przed frontem ściany Fig. 8. Scheme of gateroad Cz-2 reinforcement, seam no. 364/2, in the front of the longwall Rys. 9. Szkic pola ściany Cz-2 wraz z zaznaczonymi etapami wzmocnienia Fig. 9. Scheme of the Cz-2 longwall and marked stages of reinforcement

9 Nr 9 PRZEGLĄD GÓRNICZY 7 Rys. 10. Schemat wzmocnienia obudowy chodnika Cz-2, pokład 364/2 za frontem ściany Fig. 10. Scheme of gateroad Cz-2 reinforcement, seam no. 364/2, behind the longwall face

10 8 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2016 Rys.11. Prognozowane zaciskanie pionowe chodnika Cz-2, pokład 364/2 - etap II, IV i VI Fig. 11. Predicted vertical convergence of gateroad Cz-2, seam no. 354/2 stages II, IV and VI Na podstawie przeprowadzonych obliczeń stwierdzono, że maksymalne wartości zaciskania pionowego w analizowanym chodniku Cz-2 nie powinny przekroczyć: etap I i V: 1350 mm, etap II, IV i VI: 1400 mm oraz etap III: 1100 mm. 6. Wyniki pomiarów i obserwacji W chodniku Cz-2 zrealizowano dwa cykle pomiarowe (pomiary inwentaryzacyjne). Pierwszy przeprowadzony został, gdy wybieg ściany wynosił około 320 m, drugi natomiast, gdy ściana była na końcowym odcinku wybiegu, tj. w odległości około 50 m do linii zatrzymania. Na rysunku 12 przedstawiono wyniki pomiarów zaciskania pionowego, zaś na rysunku 13 wyniki pomiarów zaciskania poziomego. W obu przypadkach pomiary odniesiono do długości wyrobiska. W tabeli 2 zestawiono minimalne, maksymalne oraz średnie wyniki pomiarów zaciskania w chodniku Cz-2. Rys. 12. Wyniki pomiarów zaciskania pionowego w chodniku Cz-2 Fig. 12. Vertical convergence measurements results of gateroad Cz-2

11 Nr 9 PRZEGLĄD GÓRNICZY 9 Rys. 13. Wyniki pomiarów zaciskania poziomego w chodniku Cz-2 Fig. 13. Horizontal convergence measurements results of gateroad Cz-2 Tabela 2. Wyniki pomiarów zaciskania chodnika Cz-2, pokład 364/2 Table 2. Horizontal and vertical convergence measurements results of gateroad Cz-1, seam no. 364/2 Parametr I pomiar (ściana na ~320 mb) Wysokość m Szerokość m II pomiar (końcowe 50 m biegu ściany Cz-2) Wysokość m Szerokość m Maksymalna wartość zaciskania, m 1,15 0,94 1,32 1,30 Minimalna wartość zaciskania, m 0,10 0,20 0,10 0,27 Średnia wartość zaciskania, m 0,65 0,57 0,86 0,79 7. Dyskusja wyników pomiarów i obserwacji Z porównania wyników pomiarów zaciskania pionowego oraz poziomego, przeprowadzonych w chodnikach Cz-1 i Cz-2 wynika jednoznacznie, że w celu zapewnienia odpowiednich gabarytów wyrobiska każde z zastosowanych wzmocnień w chodniku Cz-2 było skuteczniejsze od wzmocnień zastosowanych w chodniku Cz-1. Średnie wartości zaciskania pionowego chodnika Cz-2 w odniesieniu do Cz-1 zostały obniżone o 0,16 m, zaś poziomego o 0,26 m. Najbardziej istotnym jednak z punktu widzenia kopalni i zapewnienia odpowiednich warunków wentylacyjnych było znaczne, bo o ok. 0,8 m, ograniczenie maksymalnych wartości zaciskania, zarówno pionowego, jak i poziomego. Zastosowanie różnych schematów wzmocnienia w chodniku Cz-2 dostarczyło również wielu interesujących spostrzeżeń i informacji, które mogą zostać wykorzystane przez kopalnię w przyszłości dla zabezpieczania wyrobisk przyścianowych. Z najistotniejszych wymienić można: 1. Słupy wykonane ze stojaków drewnianych powiązanych wzajemnie taśmą spinającą, mają korzystną charakterystykę podpornościową. Potwierdzają to wyniki pomiarów średniego zaciskania pionowego na odcinkach, gdzie ten element wzmocnienia za frontem ściany został zastosowany. Wartości średnie wynikają z pomiarów wykonanych na 100 m odcinkach wyrobiska właściwych dla danego etapu wzmocnienia - tabela 3: Tabela 3. Średnie zaciskanie pionowe w chodniku Cz-2 na podstawie II pomiaru Table 3. Average vertical convergence of gateroad Cz-2 based on the second measurements Etap I II III IV V VI Średnie zaciskanie, m 0,59 0,95 0,87 0,85 0,62 1,14* * pojedynczy pomiar Na odcinkach I II oraz IV V (odcinek VI nie jest reprezentatywny, ze względu na pojedynczy pomiar), gdzie zastosowano słupy, w odniesieniu do odcinka III z zabudowanym kasztem konwergencja była niższa w trzech przypadkach, a tylko w jednym większa. 2. W przypadku uszkodzenia pojedynczego stojaka w słupie, lub całego słupa można szybko i stosunkowo tanio dokonać odpowiedniej naprawy (podmiany). Istnieje także możliwość, w miejscach występowania intensywnych deformacji, zastosowania słupa o większej podporności, składającego się np. z 4 lub 5 stojaków drewnianych. Przykład zabudowanych słupów oraz ich uszkodzenia przedstawiono na rysunku Zaletą kasztów prefabrykowanych jest ich szybki montaż, korzystna charakterystyka podpornościowa, możliwość jednoczesnego podparcia dwóch odrzwi obudowy łukowej (przy rozstawie 0,75 m) oraz odporność na niekorzystne warunki atmosfery kopalnianej.

12 10 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2016 Rys. 14. Widok słupów zabudowanych w wyrobisku (a) oraz przykładowa forma ich uszkodzenia (b) Fig. 14. The view of the props in the gateroad (a) and exemplary form of their damage (B) 4. W przypadku wysokich wyrobisk, ze względu na smukłość kasztów prefabrykowanych, może dochodzić do ich wyboczenia i w konsekwencji do ich uszkodzenia - rysunek Z punktu widzenia wentylacji oraz transportu w wyrobisku, słupy ze stojaków są korzystniejsze aniżeli kaszty prefabrykowane, ze względu na mniejszą powierzchnię, którą zajmują w przekroju wyrobiska,. 6. Prognoza konwergencji przeprowadzona dla chodnika Cz-2 jest nieco większa od stwierdzonej w wyrobisku za frontem ściany Cz-2, tzn. 1,1 1,4 m, wobec pomierzonego średnio 0,86 m (II pomiar). Biorąc pod uwagę przybierkę spągu na głębokość 0,4 0,6 m bezpośrednio za frontem ściany, a przed zabudową słupów czy kasztów, można stwierdzić, że zastosowana metoda GIG dotycząca prognozy deformacji wyrobiska przyścianowego za frontem ściany znalazła swoje potwierdzenie w analizowanych warunkach geologiczno-górniczych KWK Budryk. 8. Podsumowanie Rys. 15. Widok wyboczonego kasztu prefabrykowanego Fig. 15. The view of the bulging prefabricated wooden crib W Polsce, w warunkach Górnośląskiego Zagłębia Węglowego, w miarę prowadzenia eksploatacji, złożoności warunków geologicznych i schodzenia na coraz większe głębokości, problematyka właściwego utrzymania przekroju poprzecznego wyrobisk korytarzowych, a zwłaszcza chodników przyścianowych nabiera coraz to większego znaczenia. Właściwe zaprojektowanie schematu wzmocnień, uwzględniające specyfikę danego pola, możliwości techniczno-organizacyjne kopalni oraz coraz częściej występujące ograniczenia finansowe, jest niełatwym zadaniem, zwłaszcza, że do dyspozycji z szerokiego spektrum środków, takich jak: kotwie, stojaki, kaszty lub pasy z różnego rodzaju spoiw, pozostaje najczęściej jedynie ograniczony zakres. Tym bardziej cenne są możliwości przeprowadzenia badań i pomiarów, jakie zaprezentowano w artykule, gdzie w jednym wyrobisku zastosowano różne schematy wzmocnień oraz, co istotne, wyniki można było odnieść do chodnika przyścianowego znajdującego się w sąsiednim polu. Jak wykazały pomiary przeprowadzone w chodniku Cz-2, zmiana schematów wzmocnienia pozwoliła na ograniczenia

13 Nr 9 PRZEGLĄD GÓRNICZY 11 maksymalnych wartości zaciskania o 0,8 m. W badaniach podziemnych potwierdzono również przydatność zastosowania słupów wykonanych ze stojaków drewnianych, gdyż wartości zaciskania w wyrobisku na odcinkach z tego typu wzmocnieniem były porównywalne z odcinkami, gdzie zastosowano kaszty drewniane. Przeprowadzone obliczenia w zakresie prognozy konwergencji, wyznaczają przyszłe, konieczne kierunki ewolucji zastosowanej metody obliczeniowej - uwzględnienie procesu spągowania skał płonnych. Zaprezentowane wyniki pomiarów, ich analizy oraz wnioski, które to, ze względu na ograniczone ramy artykuły, zaprezentowane zostały w skróconej formie, stanowią kolejny przyczynek dla zrozumienia problematyki projektowania i utrzymania wyrobisk zlokalizowanych w trudnych warunkach geologiczno-górniczych, wynikających na przykład ze znacznych głębokości. Artykuł opracowano w Głównym Instytucie Górnictwa we współpracy z Jastrzębską Spółką Węglową KWK Budryk w ramach projektu: 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 finansowany z Europejskiego Funduszu dla Węgla i Stali (Research Fund for Coal and Steel) - nr kontraktu RFCR-CT Literatura ŁUKAWSKI S Doświadczenia i praktyka stosowania kotwienia wysokiego w warunkach JSW S.A. KWK Budryk. Materiały XXII Szkoły Eksploatacji Podziemnej, Kraków lutego. MASNY W. i inni Sposób wzmocnienia chodnika Cz-2 w pokładzie 364/2 w aspekcie utrzymania gabarytów w/w chodnika po przejechaniu frontu ściany Cz-2 i Cz-2a w pokładzie 364/2 dla zapewnienia odpowiednich wydatków powietrza dla eksploatacji pokładu 364/2 ścianą Cz-3. Praca GIG (niepublikowana), Katowice. PRUSEK S Metody prognozowania deformacji chodników przyścianowych w strefach wpływu eksploatacji z zawałem stropu. Prace Naukowe GIG nr 874. Katowice. PRUSEK S., LUBOSIK Z., DVORSKY P., HORAK P Gateroad Support in the Czech and Polish Coal Mining Industry - Present State and Future Developments. 30th International Conference on Ground Control in Mining. USA, Morgantown, July 2011, s PRUSEK S., MASNY W State of the art of the gateroads in Polish coal mining. Mining Report, Volume 149, Issue 1, February, s PRUSEK S., MASNY W., TUREK M Where we are going - Rock Bolting in Poland. Aachen International Mining Symposia, 6th International Symposium High Performance Mining, RWTH Aachen, s strona internetowa, dostęp Artykuł wpłynął do Redakcji - luty 2016 Artykuł zaakceptowano do druku Komitet Redakcyjny Przeglądu Górniczego składa podziękowania Pani mgr inż. Alinie GOŹDZIK za wieloletnią współpracę przy tworzeniu i wydawaniu miesięcznika

14 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2016 UKD : : Rozwój nieciągłości skał stropowych w chodnikach przyścianowych przed frontem eksploatacyjnym ścian strugowych Development of roof rocks discontinuities in gateroads before the forthcoming plow longwall frontline dr hab. inż. Waldemar Korzeniowski, prof. AGH* ) dr inż. Łukasz Herezy* ) dr inż. Krzysztof Skrzypkowski* ) Treść: W artykule przedstawiono wyniki pomiarów rozwoju nieciągłości stropu wyrobisk, określone na podstawie obserwacji ścianek otworów badawczych monitorowanych w fazie utrzymania wyrobisk przed frontem ściany, co posłużyło do wyznaczenia stref odprężonych w górotworze. Badania przeprowadzone zostały w wyrobiskach przyścianowych kolejnej ściany strugowej eksploatowanej w LW Bogdanka SA nr 7/VII i porównano je z wynikami otrzymanymi podczas wcześniejszej eksploatacji w tej kopalni, poprzednią ścianą strugową nr 1/VI. Wskazano charakterystyczne parametry propagacji nieciągłości i ich wartości oraz opisano i zilustrowano charakterystyczne strefy rozwoju nieciągłości, ze szczególnym uwzględnieniem odległości frontu eksploatacyjnego od stanowiska pomiarowego. Wyznaczono równanie opisujące ten proces w określonych warunkach górniczo-geologicznych przy założeniu zastosowanego tam sposobu zabezpieczenia wyrobiska. Abstract: This paper presents the results of measurements of discontinuities development, observed on the walls of test boreholes, controlled in the phase of excavation maintenance before the longwall front, which served for the determination of the relaxed zones in the roof. The measurements were carried out in the gateroads of the second plow longwall no. 7/VII, exploited in LW Bogdanka, and then it was compared with the first plow longwall no. 1/VI. Characteristic parameters of the discontinuities propagation and their values have been indicated, as well as typical zones of discontinuities in relation to the distance between the exploitation front and the measurement stands defined and illustrated. An equation describing the process of discontinuities development in the roof of excavations, under specific mining and geological conditions and exploitation pressure in LW Bogdanka SA as well as reinforcement method used in this mine, was defined. Słowa kluczowe: strefa spękań, górotwór odprężony, rozwarstwienia stropu Key words: fracture zone, relaxed rock mass, roof delamination 1. Wprowadzenie * ) AGH w Krakowie W trakcie eksploatacji złóż węgla kamiennego systemem ubierkowym ścianowym jednym z najistotniejszych czynników wpływających na osiągane wyniki produkcyjne jest intensywność deformacji wyrobisk przyścianowych. Z punktu widzenia funkcjonalności wyrobiska przyścianowego ważne jest zachowanie jego wymiarów poprzecznych. Zmianę tych wymiarów określa się poprzez określenie konwergencji pionowej i poziomej. Przed czołem ściany w wyniku przemieszczającego się frontu eksploatacyjnego powstaje ciśnienie eksploatacyjne (teoria fali ciśnień Budryka) zależne od prędkości postępu ściany, wytrzymałości na ściskanie skał stropowych, głębokości eksploatacji oraz prędkości przemieszczającego się frontu (Kłeczek 1994). Zakres i zasięg stref zniszczenia górotworu (spękań, szczelin i nieciągłości) ma bezpośredni wpływ na obciążenie obudowy wyrobisk przyścianowych i ich konwergencję (Herezy 2012, Herezy 2015, Korzeniowski i in. 2013, Majcherczyk, Małkowski 2013). Eksploatacja kolejnej ściany techniką strugową w LW Bogdanka i moż-

15 Nr 9 PRZEGLĄD GÓRNICZY 13 liwość względnego porównania zjawisk geomechanicznych zachodzących w zróżnicowanych warunkach geologicznych skłoniła autorów do podjęcia badań mających na celu efektywne opisanie procesu rozwoju nieciągłości i jego związku z lokalizacją frontu eksploatacji. 2. Warunki geologiczno-górnicze w rejonie pola ścianowego 7/VII Pole ścianowe ściany 7/VII zalegało na głębokości około 950 m w pokładzie 385/2, miąższość pokładu wynosiła od 1,30 m do 1,55 m, średnio osiągając wartość 1,42 m. Pokład nachylony był pod średnim kątem wynoszącym 2. Ściana 7/ VII była pierwszą ścianą prowadzoną w polu VII i drugą strugową w LW Bogdanka SA, charakteryzowała się wybiegiem 5022 m i długością 303 m. Z przyczyn technologicznych wykonano w polu ściany przecinkę technologiczną zlokalizowaną na 2600 m wybiegu ściany. W stropie pokładu występowała warstwa mułowca lub iłowca o grubości do 8 m, powyżej znajdował się pokład 385/1 o miąższości 0,05 1,5 m. Nad pokładem 385/1 występowała najczęściej warstwa iłowca o miąższości ok. 3,0 5,5 m, a następnie warstwa mułowca lub piaskowca o miąższości kilku metrów, lokalnie do ponad 10 m. Ponad serią mułowców i piaskowców, występowały głównie iłowce o miąższości kilkunastu metrów, niekiedy z wkładkami mułowca lub piaskowca o miąższości do 2 m. W spągu pokładu zalegała warstwa iłowca o grubości 3,0 4,0 m, a niżej kompleks mułowców i piaskowców o grubości 6,5 8,0 m. W wyrobiskach przyścianowych ściany 7/VII wykonano szereg otworów badawczych dla określenia parametrów geomechanicznych pokładu i skał go otaczających. Na podstawie badań in situ określono wytrzymałość na ściskanie Rc 6-metrowego pakietu skał stropowych. Wartości Rc dla poszczególnych odcinków wybiegu ściany objętych badaniami deformacji wyrobisk przyścianowych przedstawia tabela 1. Chodniki przyścianowe wykonane były w obudowie ŁPSC V36/12S. Dla wzmocnienia wyrobisk przyścianowych przed skutkami ciśnienia eksploatacyjnego wykorzystano podciągi stalowe zabudowywane na ociosie, kotwy stalowe kute o długości 2,7 m oraz podciągi przykatwiane kotwami linowymi o długości 6 m każda. Od strony pola ścianowego ściany 7/VII przykatwiano również łuki ociosowo-stropowe w celu usztywnienia obudowy. Wzmocnienie to było analogiczne do zastosowanego w chodniku nadścianowym 1/VI w polu Nadrybie (Herezy 2012, Korzeniowski, Herezy 2011, Korzeniowski i in. 2013). 3. Określenie zasięgu górotworu odprężonego nad wyrobiskiem przyścianowym Badania endoskopowe realizowane były w chodniku podścianowym, a ich podstawowym celem było określenie sposobu wzmocnienia chodnika dla powtórnego wykorzystania dla sąsiedniej ściany. W wyrobisku od przecinki rozruchowej do przecinki technologicznej wykonano 10 otworów badawczych o długości od około 8,5 m do 9,5 m. Otwory usytuowane były na stanowiskach pomiarowych: S.p m wybiegu ściany, S.p m wybiegu ściany, S.p m wybiegu ściany, S.p m wybiegu ściany, S.p m wybiegu ściany, S.p m wybiegu ściany, S.p m wybiegu ściany, S.p m wybiegu ściany, S.p m wybiegu ściany, S.p m wybiegu ściany. Na podstawie przeprowadzonych badań endoskopowych stwierdzono liczne nieciągłości górotworu zaobserwowane na ściankach otworów badawczych, wynikające ze spękania skał, powstawania szczelin lub narastających rozwarstwień, rys. 1, (co w dalszej części przyjmuje się jako strefę odprężoną) sięgających nawet do 7 m ponad strop wyrobiska. W otworach zlokalizowanych na stanowiskach pomiarowych 1 6 można przyjąć, iż zasięg strefy odprężonej znajduje się pomiędzy 3 5 m od stropu. Wyjątek stanowi otwór zlokalizowany na stanowisku pomiarowym 4, gdzie zasięg tej strefy sięga 7 m. W pozostałych otworach zlokalizowanych na stanowiskach pomiarowych 7 10 zasięg strefy odprężonej wynosił 7 m ponad strop wyrobiska. Główną przyczyną stosunkowo dużego zasięgu strefy odprężonej był półtoraroczny czas utrzymania wyrobiska poprzedzający uruchomienie eksploatacji. 4. Rozwój propagacji nieciągłości skał stropowych w funkcji współrzędnej wybiegu ściany Stanowiska pomiarowe do badania przebiegu rozwoju nieciągłości górotworu i skał wokół wyrobisk przyścianowych opisano w pracach (Herezy 2012, Korzeniowski, Herezy 2011). Stanowiska pomiarowe (S.pd - w chodniku podścianowym i S.pd w chodniku nadścianowym) oddalone były od siebie o stałą odległość wynoszącą 500 m. Pierwsze Tabela 1. Wytrzymałość na ściskanie Rc pakietu sześciometrowego skał stropowych wzdłuż wyrobisk przyścianowych ściany 7/VII Table 1. Compressive strength Rc of the six-meter roof rocks package along the longwall workings of longwall no. 7/VII Wybieg ściany m Chodnik nadścianowy 7/VII Wytrzymałość na ściskanie Rc MPa Wybieg ściany m Chodnik podścianowy 7/VII Wytrzymałość na ściskanie Rc MPa >

16 14 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2016 Rys. 1. Lokalizacja nieciągłości skał stropowych szczelina; szczelina z rumoszem; spękanie Fig. 1. Location of discontinuities of roof rocks fissure; fissure with rubble; fracture stanowiska w obydwu chodnikach zlokalizowane były przy współrzędnej 500 m, a ostatnie 2500 m wybiegu ściany. Na dwóch stanowiska badawczych (S.pd 3 i S.pd 3 ) zarówno w chodniku podścianowym, jak i nadścianowym nie uzyskano odpowiedniej liczby pomiarów dla ich zaprezentowania. Wyniki pomiarów propagacji nieciągłości skał stropowych przedstawiono w formie wykresów, na których oznaczono przyrost wartości sumarycznego wskaźnika nieciągłości Δr, zdefiniowanego jako suma wielkości spękań, szczelin i rozwarstwień stwierdzona na poszczególnych odcinkach wzdłuż długości kolejnych otworów, (rys. 2 i 3). W chodniku nadścianowym wskaźnik nieciągłości skał stropowych Δr na całej długości otworu badawczego osiągnął maksymalne wartości od 80 mm do 160 mm. Największy przyrost odnotowuje się w obszarze powyżej 3 m długości otworu badawczego. W chodniku podścianowym wartość ta zawierała się w granicach od 20 mm do 80 mm, przy maksymalnych przyrostach wartości również powyżej 3 m długości otworu badawczego. Dla wyrobiska nadścianowego średnie wartości Δr dla poszczególnych charakterystycznych stref przedstawiają się następująco: Strefa I, w odległości powyżej 100 m od czoła ściany, wartość Δr dla całej długości otworu waha się w granicach od około 18 mm do 80 mm (średnio 45 mm). W zakresie od 3 m długości, licząc od wlotu otworu i strefie skotwionej o wysokości 2,7 m, wynosi maksymalnie 40 mm (średnio 13 mm), a powyżej od 3 mm do 80 mm (średnio 38 mm). W jednym z otworów (rys. 2a) szczeliny zostały zaciśnięte, a wartość Δr wynosiła14 mm. Strefa II, w odległości pomiędzy 100 m a 50 m od czoła ściany, wartość Δr dla całej długości otworu wynosiła od około 60 mm do 120 mm (średnio 86 mm). Pomiędzy wlotem otworu a 3 m jego długości maksymalna wartość wynosiła 50 mm (średnio 22 mm), a powyżej od 20 mm do maksymalnej wartości 120 mm (średnio 64 mm). Strefa III, w odległości 50 m od czoła ściany, wartość Δr dla całej długości otworu wynosiła od około 80 mm do 160 mm (średnio 109 mm). Pomiędzy początkiem otworu a 3 m jego długości wskaźnik Δr wynosił maksymalnie 60 mm (średnio 31 mm), natomiast powyżej 3 m jego wartość wynosiła od 30 mm do maksymalnej wartości 160 mm (średnio 90 mm).

17 Nr 9 PRZEGLĄD GÓRNICZY 15 Rys. 2. Propagacja nieciągłości skał stropowych w chodniku nadścianowym a) stanowisko pomiarowe S.pd 1, b) stanowisko pomiarowe S.pd 2, c) stanowisko pomiarowe S.pd 4, d) stanowisko pomiarowe S.pd 5 Fig. 2. Propagation of discontinuities of roof rocks in the upper ventilation gateroad. a) measuring stand S.pd 1, b) measuring stand S.pd 2, c) measuring stand S.pd 4, d) measuring stand S.pd 5 W wyrobisku podścianowym dla poszczególnych charakterystycznych stref średnie wartości przedstawiają się następująco: Strefa I, wartość Δr dla całej długości otworu wynosiła od około 13 mm do 40 mm (średnio 23 mm). Pomiędzy początkiem otworu a 3 m jego długości propagacja nieciągłości wynosiła maksymalnie 8 mm (średnio 2 mm). W dwóch otworach (rys. 3a, d) szczeliny zostały zaciśnięte, a wartość Δr wynosiła około -8 mm, osiągając wartości od 5 mm do 40 mm (średnio 16 mm) w odległości powyżej 3 m od wlotu otworu. Strefa II, wartość Δr dla całej długości otworu wynosiła od około 18 mm do 62 mm (średnio 44 mm). Pomiędzy początkiem otworu a 3 m jego długości wartość Δr wynosiła maksymalnie 20 mm (średnio 5 mm). W otworze (rys. 3a) szczeliny zostały zaciśnięte, a wartość Δr wynosiła około 6 mm. W odległości powyżej 3 m od stropu Δr wyniosło od 7 mm do maksymalnej wartości 62 mm (średnio 32mm). Strefa III, wartość Δr dla całej długości otworu wynosiła od około 22 mm do 80 mm (średnio 57 mm), a w odległości powyżej 3m od wlotu maksymalnie 40 mm (średnio 12 mm). W otworze (rys. 3a) szczeliny zostały zaciśnięte, a wartość Δr wynosiła około -10 mm Na długości otworu powyżej 3 m wartość Δr wynosiła od 10 mm do maksymalnej wartości 80 mm (średnio 43 mm). Nie stwierdzono wpływu ciśnienia eksploatacyjnego na zmianę wartości Δr wraz ze zbliżaniem się frontu ściany do stanowisk pomiarowych. W strefie I wskaźnik nieciągłości Δr wynosi nawet do 80mm, a górotwór pracuje w zakresie odkształceń sprężystych w odległości około 200 m od czoła ściany. Odsunięcie od czoła ściany strefy I, w jakiej górotwór pracuje w zakresie odkształceń plastycznych w stosunku pomiarów w ścianie 1/VI (strefa I powyżej 100 m od czoła ściany) (Herezy 2012, Korzeniowski, Herezy 2011) spowodowane jest większą odległością, w jakiej zostały wykonane stanowiska pomiarowe (S.pd, i S.pd ) od frontu eksploatacyjnego. 5. Charakterystyka rozwoju nieciągłości skał stropowych w wyrobiskach przyścianowych ściany 1/vi i 7/vii Dla porównania propagacji nieciągłości skał stropowych wykorzystano wyniki pomiarów z chodników przyścianowych charakteryzujących się tym samym sposobem ich wzmocnienia przed czołem ściany (Kłeczek 1994). Zbadano wyro-

18 16 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2016 Rys. 3. Propagacja nieciągłości skał stropowych w chodniku podścianowym a) stanowisko pomiarowe S.pd 1; b) stanowisko pomiarowe S.pd 2; c) stanowisko pomiarowe S.pd 4; d) stanowisko pomiarowe S.pd 5 Fig. 3. Propagation of discontinuities of roof rocks in the lower gateroad a) measuring stand S.pd 1; b) measuring stand S.pd 2; c) measuring stand S.pd 4; d) measuring stand S.pd 5 biska przyścianowe ściany 7/VII oraz chodnik nadścianowy ściany 1/VI. Wyrobiska te znajdowały się w dwustronnym otoczeniu calizną. Obydwa pola ścianowe były pierwszymi eksploatowanymi w polach eksploatacyjnych VI (Nadrybie) i VII (Stefanów). Na wyrobiska w rejonie tych pól ścianowych nie oddziaływały czynniki związane z zaszłościami eksploatacyjnymi. W wyrobiskach przyścianowych ściany 7/VII stanowiska pomiarowe wykonane zostały przed rozpoczęciem eksploatacji, natomiast w wyrobisku nadścianowym 1/VI wykonywane były w trakcie prowadzonych robót eksploatacyjnych, co mogło nieco zaburzyć wyniki pomiarów i aproksymację wyników. Dla porównania i wyznaczenia charakterystycznego przebiegu propagacji nieciągłości, określonego wskaźnikiem Δr, posłużono się wzorem logarytmicznym: Δr = a ln(lc) + b (1) gdzie: Δr przyrost rozwarstwienia, mm; Lc rzędna wybiegu ściany, m; a,b współczynniki. Rys. 4. Aproksymacja propagacji nieciągłości skał stropowych w wyrobiskach przyścianowych ściany 7/VII Fig. 4. Approximation of the propagation of discontinuities of roof rocks in the longwall workings of longwall no. 7/VII

19 Nr 9 PRZEGLĄD GÓRNICZY 17 Rys. 5. Aproksymacja propagacji nieciągłości skał stropowych dla chodnika nadścianowego ściany 1/VI Fig. 5. Approximation of the propagation of discontinuities of roof rocks in the upper ventilation gateroad of longwall no. 1/ VI Analizując aproksymacje wyników można stwierdzić, że w odległości około 250 m od czoła ściany wartość Δr osiąga wartość 20 mm, (rys.4). Na rysunku 5, ta sama wartość propagacji nieciągłości osiągana jest dopiero w odległości około 40 m od czoła ściany. Jednakże, im bliżej czoła ściany różnice zmniejszają się. Wartość Δr =40 mm można zaobserwować na rys. 4 w odległości 40 m od czoła ściany, a na rys. 5 w odległości 10 m. Wykorzystując dotychczas przeprowadzone pomiary propagacji rozwarcia skał stropowych wyrobisk przyścianowych w polu Nadrybie i Stefanów, gdzie zastosowano ten sam rodzaj zabezpieczenia i wzmocnienia wyrobisk, wyznaczono równanie logarytmiczne charakteryzujące propagację nieciągłości górotworu w funkcji odległości od czoła ściany: 5. Podsumowanie Δr = 7,753 ln(lc) + 57,018 (2) 1. Pozostawienie wyrobiska przyścianowego w obudowie ŁP i wzmocnionego obudową kotwową o długości 2,7 m na okres około 1,5 roku skutkuje zwiększeniem zasięgu strefy odprężonej do nawet 7 m ponad strop wyrobiska. Kilkunastokrotnie zwiększa się częstotliwość nieciągłości i wartość charakterystycznego wskaźnika Δr. W chodniku nadścianowym 1/VI w otworach endoskopowych zaobserwowano nieciągłości w odległości około 0,3 m od stropu o rozwarciu 0,02 m oraz kilka szczelin do wysokości około 5 m ponad strop wyrobisk (Kłeczek 1994). W chodniku podścianowym 7/VII szczeliny zaobserwowano do wysokości 7 m ponad strop wyrobiska, ich ilość wynosiła od 4 do 11, a maksymalne rozwarcie pojedynczej szczeliny wynosiło około 0,1 m. 2. W odległości powyżej 100 m od czoła ściany obserwuje się przyrost nieciągłości skał stropowych wynoszący średnio 45 mm (chodnik nadścianowy) i 23 mm (chodnik podścianowy). Górotwór odkształca się w zakresie sprężystym w odległości około 200 m od czoła ściany. Otrzymane wyniki pomiarów pozwalają na utrzymanie wniosku zawartego w (Herezy 2012), iż minimalna odległość wzmocnienia wyrobiska przyścianowego kotwieniem wysokim powinna wynosić 150 m od czoła ściany. Wcześniejsze spięcie warstw stropowych obudową kotwową strunową przyczyniłoby się do zmniejszenia propagacji nieciągłości, a w konsekwencji do zmniejszenia deformacji wyrobisk przyścianowych. Obecnie stosowana technologia, która przewiduje minimalną odległość kotwienia 60 m przed czołem ściany jest wystarczającą dla utrzymania wyrobisk przed frontem ściany i na skrzyżowaniu. Sugerowana odległość 150 m powinna skutkować poprawą warunków utrzymania wyrobiska za frontem ściany. 3. Wyznaczone równanie logarytmiczne (2) opisujące propagację rozwarcia skał stropowych odnosi się do obudowy i wzmocnienia stosowanego w wyrobiskach przyścianowych ścian strugowych w dwustronnym otoczeniu calizną. Odległość 300 m przed frontem ściany jest optymalną dla rozpoczęcia pomiarów propagacji nieciągłości skał stropowych w warunkach LW Bogdanka SA. Praca wykonana w ramach badań statutowych AGH nr Literatura HEREZY Ł Kształtowanie się zasięgu srefy spękań w otoczeniu wyrobisk przyścianowych w warunkach geologiczno-górniczych LW Bogdanka S.A. Przegląd Górniczy, nr 6. HEREZY Ł Zasięg strefy spękań w otoczeniu wyrobiska przyścianowego w trakcie dwóch faz jego istnienia za frontem pierwszej ściany i przed frontem drugiej ściany. Przegląd Górniczy, nr 4. KŁECZEK Z Geomechanika górnicza. Śląskie Wydawnictwo Techniczne, Katowice. KORZENIOWSKI W., HEREZY Ł Nowoczesna technologia ścianowej eksploatacji pokładu węgla o miąższości 1,6 m kompleksem strugowym. Przegląd Górniczy, nr 1-2. KORZENIOWSKI W., HEREZY Ł., KRAUZE K., RAK Z. SKRZYPKOWSKI K Monitoring górotworu na podstawie analizy pracy sekcji obudowy zmechanizowanej. Wydawnictwo AGH, Kraków. MAJCHERCZYK T., MAŁKOWSKI P Wpływ frontu ściany na wielkość strefy spękań wokół wyrobiska chodnikowego. Wiadomości Górnicze, nr 1. Artykuł wpłynął do Redakcji - luty 2016 Artykuł zaakceptowano do druku

20 18 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2016 UKD : : /.84 Sposób wzmocnienia i przygotowania wyrobiska zlokalizowanego w polu wybiegu ściany wraz z technologią prowadzenia ściany Method of reinforcement and preparation of the excavation located in the panel length area along with the technology of longwall driving dr inż. Sylwester Rajwa* ) mgr inż. Adam Robakowski** ) mgr inż. Jacek Kowalczuk ** ) dr inż. Wojciech Masny* ) Treść: W artykule zaprezentowano przykład skutecznego wzmocnienia wyrobiska zlokalizowanego na wybiegu ściany w kopalni KWK Marcel oraz przedstawiono wyniki pomiarów, jakie przeprowadzono na etapie zbliżania się frontu eksploatacji do niego. W analizowanych warunkach geologiczno-górniczych można było wyróżnić trzy fazy oddziaływania przesuwającego się frontu ściany na wyrobisko zlokalizowane na jej wybiegu. Pierwsza faza miała miejsce w momencie pojawienia się symptomów oddziaływania frontu ściany i miało to miejsce, gdy znajdowała się ona w odległości m. Wykonywane pomiary zaczęły wówczas wykazywać zmiany wartości mierzonych parametrów. Druga faza obejmowała okres, gdy ściana znajdowała się w odległości od m do m od analizowanego wyrobiska. W tej fazie nie zachodziły żadne zmiany lub też występowały niewielkie przyrosty analizowanych wartości pomiarowych. Trzecia faza rozpoczynała się w momencie, kiedy ściana zbliżyła się na odległość m i trwała aż do momentu wjazdu sekcji obudowy zmechanizowanej do tego wyrobiska. Charakteryzowała się ona intensywnymi zmianami, które w odniesieniu do mierzonych wielkości sięgały nawet kilkuset procent. Abstract: This paper presents an example of effective reinforcement of the roadway located in the panel length as well as the results of measurements which were performed in the stage of approaching the longwall front in KWK Marcel. In the analyzed geological and mining conditions, it was possible to define three phases of the impact of the approaching longwall on the roadway located in the panel length. The first phase took place when the longwall was located at the distance of m and the analyzed values for the first time began to display changes. The second phase consisted of a period when the longwall was at the distance of m to m from the analyzed roadway. During this phase, no changes occurred or were very small. The third phase began at the moment when the longwall came within m and lasted until the entry of the powered roof support to the roadway. That phase was characterized by intense changes which, in relation to the measured values, ranged up to several hundred percent. * ) Główny Instytut Górnictwa w Katowicach ** ) Polska Grupa Górnicza Sp. z o.o. w Katowicach, KWK Marcel

21 Nr 9 PRZEGLĄD GÓRNICZY 19 Słowa kluczowe: górnictwo, górotwór, chodnik, ściana, wzmocnienie Key words: mining, rock mass, roadway, longwall, reinforcement 1. Wprowadzenie Ścianowy system eksploatacji węgla kamiennego oprócz zalet, z których główną jest możliwość mechanizacji i koncentracja wydobycia wpływająca na poprawę wyników finansowych, ma również wady, wśród których wymienić można m.in. znaczne koszty wyposażenia, czasochłonność fazy zbrojenia i likwidacji, trudności w prowadzeniu, przy występowaniu zaburzeń w zaleganiu pokładu (Turek 2010). Podczas prowadzenia eksploatacji systemem ścianowym, przy którym występuje konieczność okonturowania pola wybierania wyrobiskami korytarzowymi, może również wystąpić sytuacja, w której na wybiegu ściany zlokalizowane będą wyrobiska korytarzowe. Mogą one być usytuowane prostopadle, ukośnie lub równolegle do czoła ściany, przy czym te dwa ostatnie warianty są najbardziej niekorzystne z punktu widzenia bezpieczeństwa prowadzonej eksploatacji, ze względu np. na wzrost zagrożenia tąpaniami czy wzrost naprężeń. Wpływ chodników znajdujących się przed frontem ściany uwzględnia się m.in. w metodyce doboru obudowy zmechanizowanej zaproponowanej przez Bilińskiego (2005). Jak wykazano (Biliński 1968, Everling, Mayer 1972, Junker i in. 2006) przed czołem czynnego frontu eksploatacyjnego następuje wzrost naprężeń w pokładzie, który może wynosić od 1,2 do nawet 6,4 wartości naprężeń pierwotnych wynikających z głębokości zalegania danego pokładu (Bieniawski 1987, Brady, Brown 2006, Peng 2006, Peng 2008). W zależności od warunków geologiczno-górniczych pierwsze oznaki wzrostu naprężeń w pokładzie węgla mogą być już widoczne w odległości około 150 m od postępującego czoła ściany (Peng 2006). Wyraźny wzrost naprężeń widoczny jest natomiast, gdy postępujący front eksploatacyjny znajduje się w okolicy 30 metra, a maksymalna wartość koncentracji naprężeń występuje w odległości 1 6 m. Junker i inni podają (2006), że dla warunków niemieckiego górnictwa węglowego maksymalny wzrost naprężeń występuje w odległości 3 do 6 krotności miąższości eksploatowanego pokładu. Uwzględniając powyższe, można stwierdzić zatem, że przy braku odpowiednich działań, zbliżający się front ściany do wyrobiska zlokalizowanego na jego wybiegu, w pierwszym etapie powodować będzie zniszczenie górotworu w jego bezpośrednim otoczeniu (m.in. poprzez propagację strefy spękań), zaś w drugim etapie destrukcję obudowy. Konsekwencją tego jest zawsze utrudniona eksploatacja ścianą w bezpośrednim sąsiedztwie wyrobiska, co wiąże się, w przypadku braku podjęcia odpowiednich środków technicznych (np. klejenie, prętowanie), z opadem skał stropowych zalęgających pomiędzy końcem stropnicy sekcji obudowy zmechanizowanej a obrysem wyrobiska. Utrudniony jest również sam etap przechodzenia frontem ściany przez wyrobisko, zwłaszcza gdy doznało ono znacznych deformacji. W artykule zaprezentowano przykład skutecznego wzmocnienia wyrobiska zlokalizowanego na wybiegu ściany oraz przedstawiono wyniki pomiarów, jakie przeprowadzono na etapie zbliżania się frontu eksploatacji. 2. Opis warunków geologiczno-górniczych Przedmiotem niniejszej analizy jest przecinka technologiczna II, która zlokalizowana była w KWK Marcel, w pokładzie 505 na głębokości m, na wybiegu ściany W-5, pomiędzy chodnikiem badawczym W-5a oraz chodnikiem badawczym W-5 (rys. 1). Ze względu na terminowe wykonanie rozcinki ściany W-5, istniała bowiem konieczność wydrążenia chodnika badawczego W-5 za frontem ściany W-4, w związku z tym kopalnia podjęła decyzję o wykonaniu przecinki technologicznej II, od której w kierunku przecinki ścianowej drążono chodnik badawczy W-5. Pokład węgla 505 w polu ściany W-5 charakteryzował się miąższością od ok. 6,8 do 8,2 m. Z uwagi na fakt prowadzenia eksploatacji w tym rejonie na warstwy, wyrobisko wykonane zostało w przystropowej warstwie pokładu 505. W odległości do 160 m nad pokładem 505, eksploatację prowadzono w pokładach: i 503 oraz 504 odległym o około 20 m i 501/3 odległym o około m. W stropie pokładu 505 zalegał łupek ilasty o grubości 1,7 m, a nad nim 0,3 m warstwa węgla oraz następnie 3,4 m Rys. 1. Szkic mapy pokładu 505 w rejonie przecinki technologicznej II Fig. 1. Scheme of map of the seam no. 505 in the vicinity of the technological cross-cut II

22 20 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2016 łupku ilastego. W spągu znajdował się łupek ilasty o grubości 0,5 m oraz poniżej 4,3 m łupku piaszczystego. Wytrzymałości na ściskanie kształtowały się następująco: skały stropowe R c = 32,3 MPa, węgiel pokładu 505 oraz spodek węglowy R c = 12,0 MPa (Masny i in. 2014). W rejonie przecinki technologicznej II pokład 505 zaliczony został do I stopnia zagrożenia tąpaniami, a prognoza przyrostu obciążenia wg metodyki Bilińskiego (2005), w wyniku wystąpienia ewentualnego wstrząsu o energii J, określona została na 13% (n tz = 1,13) w stosunku do obciążeń statycznych. 3. Sposób wzmocnienia obudowy przecinki technologicznej II 3.1. Obciążenie pochodzące ze strony górotworu oraz zasięg strefy spękań Dla obliczenia wartości obciążenia obudowy w przecince technologicznej II, której obudowę podstawową stanowiły odrzwia ŁP10/V29/A, w rozstawie co 1,0 m, zastosowano metodę obliczania obciążeń obudowy chodników wg Bilińskiego (2005). W obliczeniach uwzględniono wpływ oddziaływania frontu eksploatacji na wzrost naprężeń, który to zlokalizowany jest przed czołem ściany. Przyjęte do obliczeń założenia obciążenia obudowy przecinki technologicznej II oraz wyniki obliczeń zestawiono w tabeli Schemat wzmocnienia obudowy w przecince technologicznej II oraz technologia prowadzenia ściany podczas przechodzenia przez przecinkę Ocena parametrów wydajnościowych wraz z rozkładem ciśnień statycznych i dynamicznych instalacji do hydrotransportu mieszanin popiołowo-wodnych do przecinki technologicznej II w pokładzie 505, wykazała brak możliwości podsadzenia wyrobiska mieszaniną poprzez aktualną sieć rurociągów zabudowaną w wyrobiskach na poziomie 200 i 400 m. W związku z powyższym w ramach wzmocnienia przecinki technologicznej II, ze względu na zbliżający się i przechodzący front ściany, zaprojektowano schemat, który składał się z jednego rzędu podciągów stalowych z kształtownika V29 w osi wyrobiska, powiązanych z każdymi odrzwiami obudowy. Podciąg kotwiony był co trzecie pole kotwami o długości 6,0 m (ok. 5,5 m w górotworze). Dodatkowo w osi wyrobiska stawiano kaszty bukowe prefabrykowane, z odstępem dwóch pól obudowy podporowej (podziałka kasztu co 3,0 m) (rys. 2a i 3). Do obliczeń niezbędnej długości kotwi zastosowano metodykę zaproponowana przez Walentka (2012), zaś analizę wytrzymałościową przeprowadzono w programie COSMOS/M (Kamiński i in. 2011). Ze względu na fakt, że przechodzenie frontem ściany przez przecinkę technologiczną II rozpoczynało się od strony chodnika badawczego W-5 (porównaj rys. 1), na odcinku 20 m od skrzyżowania z chodnikiem badawczym W-5, w schemacie wzmocnienia zastosowano krótkie podciągi stalowe długości ~1,2 m, kotwione co trzecie pole kotwami o długości 6,0 m, obejmujące swym zasięgiem dwa odrzwia obudowy ŁP (rys. 2b). Dodatkowo dla poprawy warunków utrzymania stropu oraz usprawnienia fazy przechodzenia frontu ściany przez przecinkę technologiczną II bezpośrednio pod stropem pokładu, w uprzednio wykonane otwory, wprowadzono prostki stalowe z kształtownika V29, na których wykonano dodatkowe kaszty drewniane, tworząc tym samym sztuczny strop (rys. 4 i 5). Eksploatację ścianą zaprojektowano w taki sposób, aby odsłonięcie obudowy przecinki technologicznej II następowało sukcesywnie, co wymagało odpowiedniego ustawienia frontu ściany. Pomiędzy chodnikami badawczymi W-5 i W-5a, różnica odległości w odniesieniu do przecinki technologicznej II wynosiła około 20 m. Spowodowało to, że sytuacja górnicza wyglądała, jak to pokazano na rys. 6. Tabela 1. Założenia do obliczeń obciążenia przecinki technologicznej II pochodzącego ze strony górotworu oraz wyniki obliczeń Table 1. Assumptions for the calculation of load on technological cross-cut II support and the results of calculations Parametr Wartość Głębokość zalegania wyrobiska m Nachylenie pokładu do 180 Maksymalna wysokość ściany 3,0 m Długość ściany 178 m Wytrzymałość na rozciąganie: - skały stropowe 32,3 MPa - węgiel 12,0 MPa - skały spągowe (spodek węglowy) 12,0 MPa Energia maksymalna wstrząsów górotworu J, Współczynnik zwiększenia obciążenia wyrobiska ze względu na obciążenie dynamiczne (n tz ) 1,13 Współczynnik zwiększenia naprężeń pionowych σ w stosunku do pierwotnych σ, ze względu na zbliżający się front eksploatacji 6,4 Podebranie i nadebranie pokładu 505 wg w analizowanym rejonie - nadebranie pokł i 503 oraz 504; 501/3 - podebranie brak Typ obudowy podstawowej ŁP10/V29/A Maksymalne prognozowane obciążenie obudowy przecinki technologicznej II 620 kn/m

23 Nr 9 PRZEGLĄD GÓRNICZY 21 Rys. 2. Schematy wzmocnienia przecinki technologicznej II Fig. 2. Scheme of the technological cross-cut II reinforcement Rys. 3. Widok zabudowanych w wyrobisku kasztów bukowych prefabrykowanych Fig. 3. The view of prefabricated beech cribs

24 22 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2016 Rys. 4. Schemat zabudowy kratownicy z prostek oraz kasztów drewnianych Fig. 4. Scheme of the truss built by use of V-shaped straight beams and wooden cribs Rys. 5. Widok zabudowanej kratownicy z prostek wraz z zabudowanymi na nich dodatkowymi kasztami drewnianymi Fig. 5. The view of truss built by use of V-shaped straight beams and wooden cribs Rys. 6. Przykład zbliżania się frontu ściany do przecinki technologicznej II Fig. 6. Example of the longwall face approaching to the technological cross-cut II

25 Nr 9 PRZEGLĄD GÓRNICZY Wyniki pomiarów w przecince technologicznej II W celu obserwacji zmian zachodzących w przecince technologicznej II oraz jej bezpośrednim otoczeniu, podczas zbliżania się frontu ściany W-5, zaprojektowano i zabudowano w niej trzy bazy pomiarowe, znajdujące się w odległościach ok. 40, 101 i 148 m od chodnika badawczego W-5 (rys. 7). W każdej z baz pomiarowych wywiercono otwór służący do badań z wykorzystaniem kamery introskopowej, zabudowano po dwie pary reperów do pomiaru zaciskania pionowego i poziomego oraz zainstalowano w otworach na głębokości 3,5 m i 7,0 m rozwarstwieniomierze linkowe. Dodatkowo w bazie III zabudowano dwa stojaki Valent, posadowione na dynamometrach hydraulicznych o średnicy tłoczyska f120 mm i zakresie pomiarowym do 500 kn. Na rys. 8 i 9 przedstawiono uzyskane wyniki pomiarów zaciskania pionowego i poziomego w zależności od odległości od czoła ściany. Jak można zauważyć na rys. 8 i 9, pierwsze efekty wpływu przesuwającego się frontu ściany były widoczne, gdy był on oddalony w odległości około 120 m od przecinki technologicznej II. W odległości od 120 do 30 m czoła ściany do przecinki nie następowały praktycznie żadne zmiany zaciskania i to zarówno pionowego, jak i poziomego. Dopiero w odległości 30 m następuje znaczący przyrost zaciskania. Największe nasilenie zaciskania, w analizowanych warunkach górniczo- -geologicznych następuje, gdy odległość ściana-wyrobisko jest mniejsza od 20 m. Maksymalne wartości zaciskania pionowego i poziomego w końcowym etapie pomiarów nie przekroczyły 330 mm. Cechą charakterystyczną jest, że największe wartości zaciskania zarówno poziomego, jak i pionowego, pomierzono w bazie I, w rejonie której następowała pierwsza faza odsłonięcia obudowy przecinki technologicznej II (porównaj rys. 6). Jak wskazują wyniki pomiarów rozwarstwienia realizowane przy użyciu rozwarstwieniomierzy linkowych zabu- Rys. 7. Schemat rozmieszczenia baz pomiarowych w przecince technologicznej II Fig. 7. Scheme of measurements bases location in technological cross-cut II Rys. 8. Wykres zaciskania pionowego w przecince technologicznej II w zależności od odległości od czoła ściany Fig. 8. Vertical convergence measurements results of the technological cross-cut II depending on the distance from the longwall face

26 24 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2016 Rys. 9. Wykres zaciskania poziomego w przecince technologicznej II w zależności od odległości od czoła ściany Fig. 9. Horizontal convergence measurements results of the technological cross-cut II depending on the distance from the longwall face dowanych na wysokości 3,5 i 7,0 m, maksymalne wartości nie przekroczyły 31 mm, przy czym w przypadku bazy III wynosiły one jedynie 2 mm. Pierwsze oznaki zmian w stropie bezpośrednim przecinki zaobserwowano, gdy odległość ściany od wyrobiska korytarzowego wynosiła około 100 m (rys. 10). Uzupełnieniem pomiarów wykonanych z wykorzystaniem rozwarstwieniomierzy były badania, w których wykorzystano kamerę introskopową. Potwierdziły one wyniki pomiarów zaprezentowane na rys. 10, gdyż jak można zauważyć na rys. od 11 do 13, strefa spękań koncentrowała się w bezpośrednim sąsiedztwie wyrobiska. Rozwarstwieniomierze niskie (3,5 m) wskazywały wartości równe lub tylko nieznacznie większe aniżeli rozwarstwieniomierze wysokie (7,5 m). Istotny jest tutaj również fakt, że zbliżanie się frontu ściany nie spowodowało istotnej propagacji strefy spękań, a jedynie - uwzględniając wyniki pomiarów przeprowadzonych za pomocą rozwarstwieniomierzy - dalsze otwarcie istniejących spękań. Wyniki pomiarów kamerą introskopową, potwierdzają również, że najistotniejsze zmiany w otoczeniu przecinki technologicznej II zaszły, gdy front ściany zbliżył się na odległość około 15 m. Wtedy to niemożliwym stały się dalsze badania, gdyż otwory stały się niedrożne. Rys. 10. Wykres rozwarstwień w stropie przecinki technologicznej II w zależności od odległości od czoła ściany Fig. 10. Roof movement measurements results of the technological cross-cut II depending on the distance from the longwall face

27 Nr 9 PRZEGLĄD GÓRNICZY 25 Rys. 11. Propagacja strefy spękań w stropie przecinki technologicznej II w bazie I w zależności od odległości od czoła ściany: a) -137 m, b) -67 m, c) -50 m, d) -29 m, e) -7 m Fig. 11. Fracture zone propagation in roof of technological cross-cut II depending on the distance from the longwall face - base I Rys. 12. Propagacja strefy spękań w stropie przecinki technologicznej II w bazie II w zależności od odległości od czoła ściany: a) -132 m, b) -61 m, c) -47 m, d) -28 m, e) -14 m Fig. 12. Fracture zone propagation in roof of technological cross-cut II depending on the distance from the longwall face - base II

28 26 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2016 Rys. 13. Propagacja strefy spękań w stropie przecinki technologicznej II w bazie III w zależności od odległości od czoła ściany: a) -128 m, b) -57 m, c) -44 m, d) -27 m, e) -20 m Fig. 13. Fracture zone propagation in roof of technological cross-cut II depending on the distance from the longwall face - base III Rys. 14. Wykres obciążenia dynamometrów hydraulicznych w przecince technologicznej II w zależności od odległości od czoła ściany Fig. 14. Hydraulic dynamometer load measurements results of the technological cross-cut II depending on the distance from the longwall face Jak już wspomniano, w bazie II w osi wyrobiska zabudowano dodatkowo dwa dynamometry hydrauliczne, które umiejscowione zostały pod stojakami Valent. Na rys. 14 zaprezentowano wyniki pomiarów. Podobnie jak w przypadku wcześniej przedstawionych wyników pomiarów, pierwsze efekty wpływu ściany na wyrobisko zlokalizowane na jego wybiegu widoczne były w odległości około 100 m. Do około 20 metra nie zaobserwowa- no zmian wartości obciążenia na dynamometrach i było ono stałe. W przypadku gdy front ściany znalazł się w odległości około 15 metrów, nastąpił gwałtowny przyrost mierzonych wartości, które osiągnęły maksymalnie niemal 36 kn. Oznacza to, że odrzwia miały znaczny zapas nośności, gdyż wartość ta stanowi około 16% maksymalnej nośności odrzwi obudowy. Dalszy pomiar obciążenia nie został zrealizowany, gdyż na odcinku krótszym do 15 m od frontu ściany, obowiązywał

29 Nr 9 PRZEGLĄD GÓRNICZY 27 ze względów bezpieczeństwa zakaz wejścia do przecinki technologicznej II. 5. Podsumowanie Zaprezentowane w artykule wyniki pomiarów zachowania się obudowy przecinki technologicznej II oraz jej bezpośredniego otoczenia wskazują, że w analizowanych warunkach geologiczno-górniczych można wyróżnić trzy fazy oddziaływania przesuwającego się frontu ściany na wyrobisko zlokalizowane na jej wybiegu. Pierwsza faza miała miejsce w momencie pojawienia się pierwszych efektów, gdy ściana znajdowała się w odległości m od przecinki technologicznej. Jak wskazują wykonane badania, każda z mierzonych wielkości w tej odległości wykazywała zmiany. Druga faza obejmowała okres, gdy ściana znajdowała się w odległości od m do m od analizowanego wyrobiska. W tej fazie nie stwierdzono żadnych istotnych zmian mierzonych parametrów. Trzecia faza miała miejsce w momencie, gdy ściana zbliżała się do wyrobiska na odległość m. Charakteryzowała się ona intensywnymi zmianami wszystkich mierzonych wielkości. Jak wykazano na podstawie wyników pomiarów, wyrobisko pod wpływem zbliżającego się frontu ściany W-5 doznało jedynie niewielkich deformacji, które dla bazy I wyniosły maksymalnie 330 mm (zaciskanie poziome), natomiast w pozostałych dwóch bazach wartości były znacznie mniejsze, bo wynosiły 170 mm. Jak się wydaje, decydującą rolę odegrał tutaj prawidłowo zaprojektowany schemat wzmocnienia obudowy, odpowiednio wczesne wykonanie wzmocnień, gdy wyrobisko nie było narażone na oddziaływanie frontu ściany oraz bardzo staranne wykonawstwo (w opinii głównego autora tekstu, było to jedno z najlepiej wykonanych robót górniczych, z którymi miał okazję się zetknąć w 25-letniej karierze). Potwierdza to również bardzo mała wysokość strefy spękań, która wynosiła w poszczególnych bazach 0,7 m, 0,4 m i 1,8 m. Wszystkie te czynniki przyczyniły się do faktu, że kopalnia mogła w sposób sprawny i bezpieczny zbliżyć się, a następnie przejść frontem ściany W-5 przez przecinkę technologiczną II, nie powodując istotnych jej przestojów. Średni postęp dobowy przechodzenia ścianą W-5 przez przecinkę technologiczną II wynosił 3,46 m/d. Natomiast w miesiącu poprzedzającym i następnym postępy dobowe kształtowały się na poziomie 5,32 m/d. Należy również dodać, iż w trakcie przechodzenia frontem ścianowym przez przecinkę nie wystąpiły opady skał stropowych. Działania te pozwoliły również na zebranie wielu cennych doświadczeń, które powinny zostać wykorzystane w przyszłości przy projektowaniu wzmocnień wyrobisk korytarzowych. Literatura BIENIAWSKI Z.T Strata control in mineral engineering. Rotterdam, Student edition A.A. Balkema. BILIŃSKI A Przejawy ciśnienia górotworu w polach eksploatacji ścianowej w pokładach węgla. Politechnika śląska. Zeszyt Naukowy nr 221. Górnictwo z. 31. Gliwice. BILIŃSKI A Metoda doboru obudowy ścianowych wyrobisk wybierkowych i chodnikowych do warunków pola eksploatacyjnego. CMG KOMAG, Gliwice. BRADY B., BROWN E Rock mechanics for underground mining. The Netherlands, wyd. Springer, 3rd edition 2004, reprinted with corrections EVERLING G., MEYER A Ein Gebirgsdruck-Rechenmodell als Planungshilfe. Glückauf Forschungshefte 3. JUNKER M. i inni Gebirgsbeherrschung von Flözstrecken. Essen, Verlag Glückauf GmbH. KAMIŃSKI W., RAJWA S., MASNY W Efektywny sposób likwidacji ściany zawałowej analiza przypadku. Przegląd Górniczy, nr 12, s MASNY W. i inni Wykonanie oceny sposobu wzmocnienia przecinki technologicznej II zlokalizowanej w polu ściany W-5, pokład 505wg w warunkach KW SA Oddział KWK Marcel. Praca GIG o nr (niepublikowana). PENG S Longwall Mining. 2nd Edition. Morgantown, West Virginia University Press. PENG S Coal ground control. 3rd Edition. Morgantown, West Virginia University Press. TUREK M Podstawy podziemnej eksploatacji pokładów węgla kamiennego. Główny Instytut Górnictwa, Katowice. WALENTEK A Wpływ eksploatacji z zawałem stropu na charakterystykę strefy spękań wokół chodnika przed frontem ściany. Rozprawa doktorska, GIG Katowice. Artykuł wpłynął do Redakcji - styczeń 2016 Artykuł zaakceptowano do druku

30 28 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2016 UKD : 622.4: Struktura systemu monitorowania i analiz on-line zaburzeń oraz zagrożeń metanowych w sieci wentylacyjnej kopalni Structure of the on-line monitoring and analyses system of disturbances and methane hazards in a ventilation system of a mine Dr inż. Jerzy Mróz* ) Mgr inż. Dariusz Felka* ) Mgr inż. Adam Broja* ) Dr inż. Marcin Małachowski* ) Treść: W artykule scharakteryzowano zagrożenia metanowe występujące w rejonach ścian wydobywczych kopalń głębinowych węgla kamiennego oraz podstawy ich zwalczania. Przedstawiono strukturę i funkcje stosowanych systemów monitorowania parametrów wentylacyjnych oraz stężeń metanu w powietrzu płynącym przez wyrobiska. Opisano również opracowany w ramach projektu AVENTO model systemu monitorowania i analizy on-line realizującego następujące dodatkowe funkcje: obliczenia parametrów sieci wentylacyjnej z uwzględnieniem aktualnych pomiarów z systemu monitorowania, analizy zagrożenia metanowego w rejonach ścian wydobywczych, predykcję krótkoterminową parametrów zagrożenia metanowego. Przedstawiono wyniki badań testowych modelu systemu zintegrowanego wykonanych na podstawie rzeczywistych danych uzyskanych podczas badań i eksperymentów prowadzonych w kopalni. Abstract: This paper describes methane hazards occurring in the areas of the working faces of deep coal mines and methods of elimination of these risks. A structure and functions of the applied monitoring systems of ventilation parameters and methane concentration in the flowing air have been presented. In addition, a model of a monitoring system and analysis on-line developed within the AVENTO project has been described. It performs the following additional functions: calculation of parameters of a ventilation system taking into account the current measurements given by the monitoring system; analysis of methane hazard in the areas of working faces; short-term prediction of parameters of methane hazard. The results of test trials of the model of the integrated system which were shown on the basis of real data obtained during tests and experiments carried out in a mine have been presented. Słowa kluczowe systemy monitorowania, zagrożenie metanowe, wentylacja kopalń, kopalnie węgla Key words monitoring systems, methane hazard, mine ventilation, coal mines * ) Instytut Technik Innowacyjnych EMAG w Katowicach

31 Nr 9 PRZEGLĄD GÓRNICZY Wprowadzenie W kopalniach podziemnych węgla kamiennego urabianie jest często prowadzone w pokładach o wysokiej metanonośności. Eksploatacja prowadzona w takich warunkach może powodować występowanie zagrożenia metanowego, szczególnie w rejonach ścian wydobywczych. Przygotowanie ścian wydobywczych oraz ich prowadzenie w ramach zagrożeń aerologicznych realizowane jest w następujących etapach: 1. Projektowanie struktury wyrobisk rejonu ściany, wielkości przepływów powietrza, wydobycia węgla oraz sposobu i efektywności odmetanowania. 2. Monitorowanie wybranych parametrów wentylacyjnych i stężeń metanu podczas eksploatacji ściany w celu wykrywania zaburzeń i zagrożeń. 3. Analiza parametrów prowadzona przez specjalistów wentylacji w celu utrzymania wartości projektowych, określenia przyczyn powstawania zaburzeń i zagrożeń oraz zależności pomiędzy parametrami. Projektowanie rejonów wydobywczych kopalni musi uwzględniać zachowanie równowagi pomiędzy wydobyciem a zagrożeniem metanowym. Projekty ścian wydobywczych w kopalni określają podstawowe parametry decydujące o stopniu zagrożenia metanowego. Wartości parametrów ustalone podczas projektowania ściany powinny być przestrzegane, czego konsekwencją z bardzo wysokim prawdopodobieństwem jest utrzymanie stężeń metanu w wyrobiskach przyścianowych na bezpiecznym poziomie dla przyjętych warunków zagrożeń. Jednak eksploatacja górnicza jest związana z występowaniem licznych czynników zakłócających, które często prowadzą do powstania stanów nieustalonych procesu wentylacyjnego (Trenczek 2014). Źródłem zagrożeń, zaburzeń i zmian warunków przewietrzania jest działalność górnicza. Głównymi czynnikami wpływającymi podczas eksploatacji na zaburzenie ustalonych wartości parametrów są: nierównomierny rozkład nasycenia metanem złoża węgla w różnych miejscach, nierytmiczne urabianie węgla w stosunku do projektowanego, zmiany ciśnienia bezwzględnego powietrza wpływające na przewietrzanie wyrobisk oraz zmiany wydzielania się metanu ze zrobów i górotworu, zmiany stężeń metanu w cyklach dobowym i tygodniowym, zmiany oporu aerodynamicznego wyrobisk wpływające na zmiany w przepływach powietrza wentylacyjnego, co może prowadzić do podwyższenia stężeń metanu, ruchy górotworu powodujące zwiększone wydzielanie metanu. Działalność kopalnianych służb wentylacyjnych polega na tym, aby mimo czynników zakłócających i zmieniających się warunków przewietrzania, wartości parametrów wentylacyjnych były utrzymywane w granicach ustalonych normami bezpieczeństwa i higieny pracy, zaś zagrożenia minimalizowane. Podstawą podejmowanych działań jest identyfikacja stanu procesu wentylacji kopalni, która bazuje na pomiarach dyskretnych zarówno w czasie, jak i przestrzeni. Funkcje te realizują systemy monitorowania parametrów wentylacyjnych i wykrywania zagrożeń, które zapewniają ciągły pomiar parametrów powietrza w wyrobiskach kopalnianych, transmisję danych pomiarowych do punktu dyspozytorskiego na powierzchni, ich wizualizację i archiwizację oraz sygnalizowanie przekroczeń zmierzonych wartości dopuszczalnych. Sieć wentylacyjna kopalni jest obiektem dynamicznym o zmiennych w czasie parametrach, dlatego jej model, aby był przydatny w działaniu służb wentylacyjnych, powinien być na bieżąco aktualizowany. Pomiar aktualnych wartości parametrów jest istotny w bieżącej kontroli występowania zagrożeń. Szczególnie istotny jest brak dostępu programów obliczeń wentylacyjnych do bieżących wartości ciśnienia bezwzględnego w węzłach sieci, który to parametr ma podstawowe znaczenie przy obliczaniu aktualnych wartości spadków naporu wyrobisk i innych istotnych parametrów sieci. Głębsze analizy procesu wentylacyjnego oraz stanu zagrożenia metanowego w rejonie ścian wydobywczych prowadzone są przez służby wentylacyjne w systemie off-line w zakresie przeliczania sieci wentylacyjnej na podstawie zmian w jej strukturze i wartościach parametrów oraz analizy zagrożenia metanowego (Dziurzyński, Wasilewski 2012, Szlązak i in. 2006, Wasilewski 2013, Wasilewski 2015). Pomiary realizowane przez systemy monitorowania parametrów wentylacyjnych posiadają odmienne cechy w stosunku do pomiarów ręcznych. Cechy pomiarów realizowanych w systemach monitoringu są następujące: punktowe pomiary w przekroju wyrobisk, dobre odwzorowanie przebiegów mierzonych parametrów nawet w bardzo długich okresach czasu, możliwość bieżącej filtracji przebiegów parametrów, możliwe natychmiastowe wykorzystanie do analizy w przypadku wystąpienia zmian stanu wentylacji oraz zagrożenia gazowego lub pożarowego. W artykule przedstawiono strukturę modelu systemu szybkiej analizy zagrożeń do systemu monitorowania środowiska wentylacyjnego przez realizowanie następujących funkcji: pomiary ciśnienia bezwzględnego i prędkości przepływu powietrza dla obliczeń parametrów sieci wentylacyjnej, pomiary stężenia metanu, prędkości powietrza oraz parametrów odmetanowania w celu obliczania wydatku mieszaniny metanowo-powietrznej w wyrobiskach oraz ujmowanego przez system odmetanowania, bieżące analizy zagrożenia metanowego na podstawie obliczeń: sieci wentylacyjnej kopalni w czasie rzeczywistym z wykorzystaniem aktualnych pomiarów, metanowości bezwzględnej i kryterialnej dla porównania w czasie rzeczywistym, prognoz krótkoterminowych wybranych parametrów zagrożenia metanowego. Opisano również eksperyment wentylacyjny przeprowadzony w rejonie ściany eksploatacyjnej oraz wyniki pomiarów i analizy przeprowadzone na ich podstawie. 2. Charakterystyka aktualnie stosowanych systemów Monitorowanie środowiska wentylacyjnego kopalń prowadzone jest przez systemy opracowane przez różnych producentów (w Polsce m.in. EMAG, HASO, MICON) (Cierpisz i in. 2007). Pomimo odmiennych szczegółowych rozwiązań technicznych posiadają one strukturę (rys. 1) zawierającą następujące elementy: czujniki pomiarowe, zestaw urządzeń dołowych i powierzchniowych do transmisji sygnałów i zasilania, blok rejestracji i archiwizacji danych, blok przetwarzania danych dla wizualizacji i alarmowania na stanowisku dyspozytora bezpieczeństwa, blok rozpowszechniania wybranych informacji dla specjalistycznych służb.

32 30 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2016 Rys. 1. Struktura systemu monitorowania środowiska wentylacyjnego kopalni Fig. 1. Structure of the monitoring system of the ventilation environment of a mine Systemy te realizują w zakresie monitorowania zagrożenia metanowego następujące funkcje: ciągły pomiar stężenia metanu w wyrobiskach i rurociągach sieci odmetanowania, wraz z uruchamianiem automatycznych zabezpieczeń metanometrycznych (wyłączanie urządzeń spod napięcia) w przypadku przekroczenia wartości progowych, ciągły pomiar wybranych parametrów powietrza, umożliwiających wczesne wykrywanie pożarów podziemnych, ciągły pomiar parametrów fizycznych i chemicznych powietrza, pod kątem bieżącej analizy stanu wentylacji i prowadzenia działań profilaktycznych, monitorowanie stanu urządzeń wentylacyjnych (praca wentylatorów głównego przewietrzania i wentylatorów lutniowych, otwarcie drzwi w tamach wentylacyjnych). Umożliwiają one również realizację wymaganych przepisami zadań, w szczególności: wizualizację danych w punkcie dyspozytorskim, alarmowanie przekroczeń poziomów dopuszczalnych mierzonych parametrów, archiwizację i raportowanie danych pomiarowych i zdarzeń, wyłączanie dołowych urządzeń zasilających przy wystąpieniu zagrożenia metanowego. Jak z powyższego wynika, wymienione systemy nie dokonują analiz stanu wentylacji i poziomu zagrożeń w czasie rzeczywistym, opartych na obliczeniach wskaźników charakterystycznych stosowanych w praktyce przez służby wentylacyjne. 3. Zintegrowany system monitorowania, analizy i prognozy zagrożenia metanowego Możliwość przeprowadzenia szybkich analiz zaistniałych zaburzeń w sieci wentylacyjnej i wystąpienia w związku z tym wzrostu zagrożenia metanowego dają nowe urządzenia pomiarowe oraz programy komputerowe współpracujące na bieżąco z systemem monitorowania (Mróz i in. 2015). Dla realizacji tych funkcji opracowano blok analiz zagrożeń środowiska wentylacyjnego, który może być wykorzystany do pracy on-line z systemem monitorowania na kopalni lub w laboratorium do pracy na danych rzeczywistych z systemu dostarczonych w formie elektronicznej. Umożliwi to optymalizację programów analizy. Struktura zintegrowanego systemu monitorowania, analizy i prognozowania przedstawiona została na rys. 2.

33 Nr 9 PRZEGLĄD GÓRNICZY 31 Rys. 2. Struktura inteligentnego zintegrowanego systemu monitorowania, analizy i prognozowania Fig. 2. Structure of the intelligent integrated system of monitoring, analysis and forecasting Opisane w niniejszym rozdziale funkcje realizowane są przez blok analiz zagrożeń środowiska wentylacyjnego. Warstwa programowa bloku analiz przedstawiona jest na rys. 3. W skład struktury warstwy programowej bloku analiz wchodzą następujące elementy: dane rejestrowane przez system monitorowania środowiska wentylacyjnego kopalni oraz wybrane dane rejestro- Rys. 3. Struktura i funkcje warstwy programowej bloku analiz Fig. 3. Structure and functions of a software layer of the analysis block

34 32 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2016 wane przez inne systemy monitorowania przekazywane do przetwarzania w systemie on-line lub off-line, program Magnetofon odtwarzający, na podstawie danych z systemów, przebiegi zmierzonych parametrów w funkcji czasu, program obliczeń sieci wentylacyjnej kopalni wykorzystujący zmiany wybranych parametrów, program obliczeń bilansu metanowego i analizy zagrożenia metanowego na podstawie metanowości w wyrobiskach i odmetanowania rejonów ścian wydobywczych, program prognozowania krótkoterminowego wybranych istotnych parametrów zagrożenia metanowego, baza danych wygenerowanych z analiz oraz program wizualizacji wyników analiz Obliczenia sieci wentylacyjnej z uwzględnieniem aktualnych pomiarów Ścisła integracja systemów analizy sieci wentylacyjnej z kopalnianym systemem gazometrycznym, zapewnia ciągłą aktualizację modelu matematycznego kopalni w czasie rzeczywistym. Pomimo wysokiego stopnia skomplikowania struktury współczesnych kopalń składającej się z kilkuset wyrobisk a także czasochłonności pozyskania danych potrzebnych do obliczeń wentylacyjnych oraz wyjątkowo silnych czasowo uwarunkowań zmian w sieci, zagadnienie to przy obecnym stanie techniki pomiarowej, metod transmisji danych i technologii informatycznych jest możliwe do praktycznej realizacji. Opracowany mechanizm integracji jest na tyle uniwersalny, że będzie mógł być zaimplementowany jako element integracyjny w różnych systemach monitorowania i analizy sieci wentylacyjnej. Dodatkową zaletą zintegrowanego systemu monitorowania i analizy zagrożeń jest dokładny, bieżący pomiar zmian ciśnienia bezwzględnego i różnicowego, co stwarza możliwość rejestracji procesów przejściowych oraz aktualizacji modelu do obliczeń sieci wentylacyjnej i analizy zagrożeń Analiza zagrożenia metanowego Miejscem najczęstszego występowania metanu stwarzającego zagrożenie wybuchowe w kopalniach węgla kamiennego są ściany eksploatacyjne prowadzone w pokładach metanowych. W zintegrowanym systemie prowadzona będzie analiza zagrożenia metanowego on-line rejonów ścian z wykorzystaniem bieżących pomiarów stężenia metanu i prędkości przepływu powietrza. Mierzone będą również parametry odmetanowania, na podstawie których obliczany jest wydatek metanu odprowadzanego z górotworu w rejonie ściany eksploatacyjnej. Umożliwi to kontrolę aktualnego wydatku metanu ze ściany w powietrzu wentylacyjnym w odniesieniu do metanowości kryterialnej. Do ciągłej kontroli wydatku metanu w rurociągach opracowano czujnik parametrów odmetanowania, który przeznaczony jest do kontroli parametrów procesu odmetanowania kopalni. Realizuje on następujące funkcje: pomiar parametrów charakterystycznych dla sieci odmetanowania: wartość stężenia metanu w rurociągu, wartość ciśnienia w rurociągu, wartość temperatury, wartość ciśnienia różnicowego na kryzie pomiarowej, obliczanie wydatku metanu płynącego w rurociągu, przekazanie informacji o wydatku metanu (strumień objętościowy) przez komunikaty za pomocą transmisji modemowej z centralą (dyspozytorem), jak też poprzez wizualizację w miejscu pomiaru Predykcja parametrów zagrożenia metanowego W zintegrowanym systemie monitorowania zadaniem oprogramowania predykcji jest prognozowanie wskazań czujników metanometrycznych zabudowanych w rejonie ściany na podstawie wskazań czujnika, na którym nastąpiła zmiana stężenia. Wychodzi się z założenia, że przy danym (monitorowanym) rozpływie powietrza w rejonie ściany wskazania tego czujnika będą wpływać na stężenia metanu rejestrowane przez kolejne czujniki usytuowane na drodze przepływającego powietrza. Jeśli więc nastąpi np. wzrost stężenia metanu na określonym czujniku, to w związku z rozpływem powietrza w rejonie ściany dojdzie także do jakiegoś wzrostu stężeń metanu rejestrowanego przez kolejne czujniki. Oprogramowanie oblicza prawdopodobne wartości stężeń metanu na kolejnych czujnikach jeszcze przed dotarciem do nich mieszaniny z podwyższonym stężeniem metanu. Określa ono również horyzont czasowy prognozy oraz dokładność prognoz. Program służący predykcji w sposób automatyczny dobiera metodę analizy danych, reaguje na pierwszy wzrost stężenia metanu na dowolnym czujniku oraz wybiera czujniki, które mają wpływ na prognozę i agreguje dane. W rezultacie działania programu uzyskuje się: model prognozowania wskazań czujników, wirtualne wskazania czujnika, tj. wartości prognozowane, generowane cyklicznie; wartości te mogą być traktowane przez inne systemy jako normalne dane pomiarowe i mogą być wizualizowane przez ten system. Program zapewnia również monitorowanie jakości prognoz i w przypadku jej pogorszenia wyświetlany jest odpowiedni komunikat, a system automatycznie próbuje dostosować się do zmieniających się danych (ponownie nauczy się modelu prognozowania). 4. Obliczenia parametrów sieci wentylacyjnej Kopalniana sieć wentylacyjna jest złożoną strukturą bocznic i łączących je węzłów, w której występuje ustalony rozpływ powietrza w danej chwili. Każda modyfikacja tej struktury powoduje także zmiany w rozpływie powietrza. Utrzymanie kontroli nad siecią wentylacyjną wymaga od służb kopalnianych pomiarów ilościowych i jakościowych powietrza w poszczególnych bocznicach. Badania przeprowadzono w wyrobiskach ściany wydobywczej N-2 w KWK Pniówek. To ściana zaprojektowana z przewietrzaniem sposobem na Y. Charakteryzuje się wysoką metanowością, w związku z czym prowadzone jest tutaj odmetanowanie. Powietrze doprowadzane jest do ściany z poziomu 830 poprzez przekop kierunkowy zachodni poziom 830, przecinkę do przekopu wznoszącego Z-VI, przekop wznoszący Z-VI i dalej przecinką N-1 w pokł. 404/2, pochylnią N-1 do chodnika N-2. Część powietrza z pochylni N1 płynie chodnikiem N-3 i łączy się z powietrzem wypływającym ze ściany N-2. Odprowadzanie powietrza ze ściany następuje poprzez dowierzchnię N-3, chodnik N-4a do przecinki N-3; następnie przekopem wznoszącym N-16, przekopem wznoszącym N-7, przecinką do przekopu wznoszącego N-7 poz. 705, przekopem polowym N-1 równoległym i przekopem polowym N-1 do szybu IV. Na stabilność wydatku powietrza doprowadzanego do ściany mają tamy regulacyjne zabudowane w chodniku N-3. Do wyznaczenia wartości parametrów w poszczególnych chodnikach wykorzystano m.in. anemometry (chodnik N-2, chodnik N-3, dowierzchnia N-3, przekop N-12a), metanomierze (chodnik N-2, chodnik N-3, dowierzchnia N-3), czujniki ciśnienia i różnicy ciśnień (pochylnia N-1, chodnik N-3,

35 Nr 9 PRZEGLĄD GÓRNICZY 33 chodnik N-4, chodnik N-4a, dowierzchnia N-3). Dodatkowo w chodniku N-3 zabudowano czujnik wyliczający wartość wydatku metanu uzyskanego w procesie odmetanowania. Na rys. 4 przedstawiono strukturę i parametry sieci wentylacyjnej dla rejonu ściany N-2. Do obliczeń wykorzystano system AERO (Knapczyk, Musioł 2015, Dylong i in. 2013), który zarządza, rozlicza i bilansuje rozpływ powietrza w kopalnianej sieci wentylacyjnej. Umożliwia modelowanie zmian, przeprowadzanie symulacji, a także dokumentowanie parametrów sieci. Współpracuje ze schematami przestrzennymi i kanonicznymi kopalni w środowisku BricsCAD. Program pozwala na wyznaczanie stref zagrożenia pożarami lub gazami niebezpiecznymi (np. CO, CH4) wraz z wykazem zagrożonych bocznic i posterunków obserwacyjnych. Możliwe jest także automatyczne rozliczanie sieci na podstawie wskazań czujników znajdujących się w zagrożonej strefie. Sterowanie może odbywać się ręcznie lub automatycznie (system dyspozytorski). Program obliczeniowy składa się z dwóch modułów: programu Standardowego Wprowadzania Danych PSWD (system AERO2014), modułu graficznego opartego na aplikacji BricsCAD. Uzupełnieniem części numerycznej interfejsu AERO2014 jest edytor graficzny korzystający z danych zapisanych w części numerycznej i nanoszący je na szkielet schematu przestrzennego. Dzięki temu możliwy jest podgląd struktury kopalni (schemat kanoniczny i przestrzenny) w programie BricsCAD. Za pomocą edytora graficznego istnieje także możliwość modyfikacji struktury kopalni i zmian parametrów sieci wentylacyjnej. Po wprowadzonych zmianach program przelicza całą sieć wentylacyjną i aktualizuje na schemacie wartości wyświetlanych parametrów Obliczenie drogi przepływu metanu od miejsca o podwyższonym stężeniu Pobierane na bieżąco informacje z systemu monitorowania dotyczące poziomu stężenia gazów i wystąpienie zagrożenia zasygnalizowane przez określony czujnik metanu, pozwalają operatorowi na uruchomienie obliczeń symulacyjnych drogi przepływu gazów w sieci wentylacyjnej kopalni. Program generuje strefę zagrożenia wraz z posterunkami obserwacyjnymi. Zagrożone bocznice przedstawiono graficznie na wykresie, wykorzystując zaimplementowaną warstwę gazową schematu przestrzennego. Przy strzałkach kierunkowych znajdują się procentowe zawartości metanu i wydatku powietrza. Omówioną symulację zagrożenia metanowego przedstawiono na rys. 5. Rys. 4. Parametry sieci wentylacyjnej dla rejonu ściany wydobywczej Fig. 4. Parameters of ventilation system for a working face area

36 34 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2016 Rys. 5. Symulacja zagrożenia metanowego w rejonie ściany wydobywczej Fig. 5. Simulation of methane hazard in the working face area 5. Określenie zagrożenia metanowego na podstawie porównania metanowości wentylacyjnej z metanowością kryterialną z uwzględnieniem odmetanowania Głównymi miejscami występowania w kopalniach metanu są rejony ścian eksploatacyjnych. Dla określenia ilości wydzielanego metanu, opracowano różnorodne metody. Główną metodą stosowaną w polskim górnictwie jest metoda opracowana w Kopalni Doświadczalnej «Barbara» (Krauze, Łukowicz 2004). Metanowość w rejonie ściany wydobywczej charakteryzują: metanowość wentylacyjna ilość metanu wypływającego wraz ze strumieniem powietrza ze ściany, uwzględniająca różnicę pomiędzy metanem zmierzonym w wylotowym prądzie powietrza a metanem dopływającym do ściany, metanowość bezwzględna suma wielkości wydzielania się metanu do wyrobisk (metanowość wentylacyjna) oraz wielkości odmetanowania, metanowość kryterialna określa maksymalną metanowość bezwzględną, przy której nie nastąpi przekroczenie dopuszczalnych stężeń w prądzie powietrza zużytego. Pozwala na całkowitą ocenę zagrożenia metanowego w rejonie ściany wydobywczej na podstawie pomiarów metanu dopływającego do ściany z powietrzem dopływającym (głównym i doświeżającym), metanu wypływającego z rejonu ściany z powietrzem wypływającym oraz metanu odprowadzanego systemem odmetanowania. W projekcie AVENTO opracowano system monitorowania zagrożenia metanowego dla rejonu ściany eksploatacyjnej, w którym mierzone są wszystkie parametry potrzebne do obliczania metanowości charakteryzujących ścianę. Program analizy zagrożenia metanowego pozwala na wyznaczenie i porównanie, na bieżąco, wartości metanowości kryterialnej, bezwzględnej, wentylacyjnej i odmetanowania. Na rys. 6 przedstawiono okno programu wyliczającego bilans metanu w rejonie ściany eksploatacyjnej z doświeżaniem i odmetanowaniem. Rys. 6. Okno programu Bilans dla parametrów z doświeżaniem i odmetanowaniem Fig. 6. Window of the program: balance for parameters with fresh air inflow and methane drainage

37 Nr 9 PRZEGLĄD GÓRNICZY Prognozowanie krótkoterminowe zagrożenia metanowego Program do prognozowania oraz wizualizacji prognoz wykorzystuje dane pomiarowe i środowisko obliczeń statystycznych do indukcji reguł regresyjnych do automatycznego tworzenia modeli prognostycznych. Od rozpoczęcia prognozowania cyklicznie budowany jest model prognostyczny, którego jakość sprawdzana jest na najświeższych danych historycznych. Minimalną jakość jaką powinien posiadać model określa się w programie (wartość tę ustala się na podstawie analizy off-line, wykonanej na początkowo zgromadzonych danych). Jeśli zaktualizowany model jest lepszy od modelu używanego aktualnie, to zostaje on zastosowany do bieżącego prognozowania. Na rys. 7 porównano prognozowany przebieg zmian stężenia metanu oraz przebieg zmierzony przez czujnik zainstalowany na wylocie ze ściany. Rys. 7a i 7b przedstawiono dla dokładniejszej analizy w różnych skalach czasowych. 7. Podsumowanie Struktura i funkcje realizowane przez stosowane dotychczas w polskich kopalniach systemy monitorowania parametrów wentylacyjnych i zagrożenia metanowego nie umożliwiają dokonywania analiz on-line stanu wentylacji i poziomu zagrożenia metanowego w kontekście metanowości kryterialnej. Bieżąca ocena zagrożenia metanowego, wnioskowana na podstawie metanowości bezwzględnej w odniesieniu do metanowości kryterialnej pozwala na większą kontrolę parametrów, szczególnie w sytuacjach dynamicznych zmian oraz przekroczeń wartości ekstremalnych. Dla kompleksowej oceny stanu wentylacji oraz oceny poziomu zagrożenia metanowego w rejonie ściany wydobywczej konieczne było opracowanie szeregu programów komputerowych, w tym: do obliczeń bieżących zmian parametrów sieci wentylacyjnej na podstawie pomiarów zmian ciśnienia i prędkości powietrza w bocznicach, do obliczeń, uwzględniających czas rzeczywisty, przepływu metanu od źródła do szybu wylotowego na podstawie wskazań czujnika metanu przy źródle, do oceny zagrożenia metanowego na podstawie bieżąco analizowanej metanowości wentylacyjnej i kryterialnej oraz efektywności odmetanowania wykorzystującej pomiary z czujników prędkości przepływu powietrza, stężenia metanu oraz parametrów odmetanowania. Jednym z najistotniejszych innowacyjnych elementów nowego zintegrowanego systemu jest opracowany program prognozowania krótkoterminowego stężeń metanu (lub innych parametrów) dla czujników metanu, bazujący na rzeczywistych pomiarach czujników rejestrujących zmiany parametrów w rejonie. Wyniki pomiarów punktowych realizowanych przez czujniki stosowane w systemach monitorowania nie w peł- Rys. 7. Przykładowa prognoza krótkoterminowa dla czujnika stężenia metanu zlokalizowanego na wylocie ściany wydobywczej: a) skala czasu godzinowa; b) skala czasu minutowa Fig. 7. Sample short-time forecast for methane concentration sensor located at the end of the face: a) hours time-scale; b) minutes time-scale

38 36 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2016 ni odzwierciedlają parametry wentylacyjne uśrednione w przekrojach wyrobisk, które są stosowane do obliczeń przez służby wentylacyjne. W instytutach badawczych prowadzone są badania oraz prace analityczne i konstrukcyjne w zakresie oceny zagrożenia metanowego w rejonie ściany wydobywczej (GIG), prędkości i wydatku powietrza w wyrobiskach (IMG PAN), pomiarów stacjonarnych ciśnienia powietrza, parametrów odmetanowania oraz obliczeń parametrów sieci wentylacyjnej na bieżąco (ITI EMAG). System do analiz zaburzeń wentylacyjnych i zagrożeń metanowych może stanowić narzędzie do wdrożenia do praktyki wyników tych prac. Nowe funkcje systemu monitorowania pozwolą na analizę on-line gwałtownych zaburzeń występujących w sieci wentylacyjnej i przeciwdziałanie zagrożeniu metanowemu. Wyniki testów przeprowadzonych na danych rzeczywistych z kopalni potwierdziły poprawność działania zintegrowanego systemu monitorowania, analiz i prognozowania zagrożenia metanowego. Literatura TRENCZEK S Charakterystyka zagrożeń naturalnych. Rozdział w monografii Monitorowanie, telemetria i narzędzia informatyczne w górnictwie dla poprawy bezpieczeństwa pracy wybrane zagadnienia pod redakcją S. Trenczka. Wyd. ITI EMAG, Katowice, s DZIURZYŃSKI W., WASILEWSKI S Ocena zagrożenia metanowego w rejonie ściany na podstawie czujników gazometrii oraz symulacji komputerowej przepływu mieszaniny powietrza i metanu. Przegląd Górniczy, nr 12, s. 28. MRÓZ J., BROJA A., FELKA D Analiza on-line zagrożenia metanowego w rejonie ściany wydobywczej. Rozdział w monografii Mechanizacja, automatyzacja i robotyzacja w górnictwie. Wyd. Akademia Górniczo-Hutnicza i Centrum Badań i Dozoru Górnictwa Podziemnego. Kraków Lędziny. SZLĄZAK J., SZLĄZAK N., BOROWSKI M., OBRACAJ D Program komputerowy do obliczania rozkładu prędkości powietrza i stężenia metanu w zrobach ścian zawałowych. Materiały Szkoły Eksploatacji Podziemnej 97. Wyd. CPPGSMiE PAN, Kraków, s CIERPISZ S., MIŚKIEWICZ K., WOJACZEK A Systemy gazometryczne w górnictwie. Monografia, Wyd. Politechniki Śląskiej, Gliwice. WASILEWSKI S Kontrola prędkości powietrza w wyrobiskach kopalni w systemach nadzoru dyspozytorskiego. Przegląd Górniczy, nr 7. WASILEWSKI S Monitorowanie zakłóceń parametrów powietrza w systemach dyspozytorskiego nadzoru powstałych w wyniku krótkiego spięcia. Przegląd Górniczy, nr 11. KRAUSE E., ŁUKOWICZ K Zasady prowadzenia ścian w warunkach zagrożenia metanowego. Instrukcja nr 17 GIG. Katowice Mikołów. KNAPCZYK J., MUSIOŁ D Wykorzystanie systemu Aero do podniesienia bezpieczeństwa w wyrobiskach górniczych poprzez monitoring wentylacyjny. Praca zbiorowa Narzędzia informatyczne wspomagające prognozowanie i monitoring oraz szkolenia w zakresie zagrożeń występujących w kopalniach teoria i praktyka. Wyd. Instytut Eksploatacji Złóż Politechniki Śląskiej, Gliwice. DYLONG A., KNAPCZYK J., MUSIOŁ D Wizualizacja bieżącego rozpływu powietrza w sieci wentylacyjnej wraz z jej monitoringiem gazowym. Kwartalnik Górnictwo i Geologia, Wyd. Politechniki Śląskiej, t. 8, z. 4. Artykuł wpłynął do Redakcji - luty 2016 Artykuł zaakceptowano 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!!!

39 Nr 9 PRZEGLĄD GÓRNICZY 37 UKD : : 622.4: /.64 Eksperymentalne i numeryczne badania przepływu powietrza w wyrobisku ślepym walidacja modeli turbulencji Experimental and numerical studies of air flow in the dead-end working validation of turbulence models Dr hab. inż. Marian Branny, prof. AGH* ) Dr inż. Waldemar Wodziak* ) Prof. dr hab. inż. Janusz Szmyd* ) Dr hab. inż Marek Jaszczur* ) Treść: W artykule przedstawiono wyniki badań eksperymentalnych i analiz numerycznych przepływu powietrza przez laboratoryjny model komory przewietrzanej wentylatorem wolnostrumieniowym. Pomiary prędkości przepływu wykonane przy użyciu metody PIV (Particle Image Velocimetry) wykorzystano do walidacji wybranych modeli turbulencji. Zamieszczono wyniki pomiarów i symulacji numerycznych przepływu powietrza w komorze o długości wynoszącej 2,0 m oraz 3,25 m (skala geometryczna modelu 1:10). Porównano zmierzone wartości dwóch składowych wektora prędkości przy średniej prędkości strugi wlotowej równej 21,2 m/s (Re= ) oraz 35,4 m/s (Re= ). Z uwagi na kształt tworzonego przez strugę nawiewną pola prędkości, w obszarze przepływu można wyróżnić dwie strefy z przepływem recyrkulacyjnym. Pierwsza strefa sięga na odległość około 1,0 m od wlotu strugi powietrza. W dalszej odległości od wlotu formułuje się druga strefa z wirem o przeciwnym do pierwszego kierunku wirowania. Przedstawiony obraz przepływu kształtuje się zarówno przy dwu, jak i trzymetrowej długości kanału ślepego, jak również dla różnych prędkości wlotowych strugi powietrza o liczbach Reynoldsa z przedziału Wykazano jakościową zgodność wyników symulacji numerycznych uzyskanych przy użyciu modelu turbulencji RSM (Reynolds Stress Model) z pomiarami. Przy stosowaniu tego modelu, średni błąd w prognozowanych wartościach składowych wzdłużnych prędkości wynosił 35% 40%. Abstract: This paper presents the results of experimental and numerical study of air flow through the laboratory model of the mining chamber ventilated by a jet fan. The measurements of the components of the velocity vector were used to validate the selected turbulence models. The results of measurements and numerical simulation of airflow within the chamber with a length of 2,0m and 3,25m (geometrical scale of the model 1:10) have been presented. The measured values of the two components of the velocity vector with the average velocity of the inlet air stream equal to 21,2m/s (Re = ) and 35,4m/s (Re = ) have been compared. In the velocity field formed by the inlet air stream, two zones with recirculating flow in the flow domain can be distinguished. The first zone extends over a distance of approximately 1.0 m from the inlet. In the further distance from the inlet a second vortex of the opposite direction to the former is formed. Such a configuration of the velocity field is characteristic for both two and three-meter channel length as well as for different velocities of the inlet air stream of Reynolds numbers of The numerical simulation results obtained with the use of the Reynolds Stress Model are qualitatively consistent with the measurements. Using this model, the average error in the forecast values of longitudinal velocity components was about 35% 40%. * ) AGH w Krakowie

40 38 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2016 Słowa kluczowe walidacja modeli turbulencji, wentylacja wyrobisk ślepych, PIV Key words validation of turbulence models, ventilation of blind headings, PIV 1. Wprowadzenie Do przewietrzania wyrobisk komorowych w kopalniach rud miedzi stosowane są wentylatory wolnostrumieniowe. Wentylator instalowany jest na wlocie do komory, po stronie napływu powietrza w chodniku z prądem opływowym. Skuteczność przewietrzania zależy od zasięgu strumienia generowanego przez wentylator, a jej ocena może opierać się na istniejącym rozkładzie parametrów, takich jak prędkość przepływu, temperatura powietrza czy stężenie gazów szkodliwych. Wpływ na zasięg strumienia generowanego przez wentylator wolnostrumieniowy ma szereg czynników, wśród których podstawowe znaczenie mają parametry początkowe strumienia powietrza, takie jak strumień objętości, prędkość początkowa i skala turbulencji. Pole prędkości wytwarzane przez nawiewną strugę powietrza jest trójwymiarowe, a przepływ powietrza ma charakter turbulentny. Do wyznaczenia parametrów charakteryzujących trójwymiarowy przepływ powietrza wykorzystuje się obecnie metody numerycznej mechaniki płynów CFD (Computational Fluid Dynamics). W przypadku rozpatrywania przepływu turbulentnego model matematyczny opisujący turbulentny ruch płynu składa się zwykle z uśrednionych równań wynikających z zasad zachowania masy i pędu (równania ciągłości i Naviera-Stokesa) oraz dodatkowych równań stanowiących modele turbulencji. W pracy przedstawione są wyniki badań eksperymentalnych i analiz numerycznych przepływu powietrza przez laboratoryjny model wyrobiska ślepego przewietrzanego wentylatorem wolnostrumieniowym. Stanowisko laboratoryjne stanowiło przeskalowany geometrycznie i uproszczony model obiektu rzeczywistego. Celem badań była weryfikacja jakościowa oraz ilościowa wyników uzyskanych drogą modelowania komputerowego oraz próba oszacowania dokładności z jaką symulacje numeryczne odwzorowują przepływ rzeczywisty. 2. Przegląd literatury Tematyka walidacji programów CFD (Computational Fluid Dynamics) stosowanych w wentylacji kopalń podejmowana była w pracach (Wala i in. 2001, Wala i in. 2007). Prace te bazowały na badaniach eksperymentalnych wykonanych na modelach wyrobisk eksploatacyjnych w geometrycznej skali 1:15 oraz 1:1 i dotyczyły przewietrzania przodków w systemie komorowo-filarowym. W artykule (Branny i in. 2013a) przedstawiono wyniki eksperymentalnej weryfikacji modeli turbulencji przy przepływie powietrza w rejonie skrzyżowania chodnika nadścianowego ze ścianą. Przedstawione prace dotyczyły jednak analiz w innej geometrii niż rozważana w niniejszej pracy. Eksperymentalną weryfikacją modeli turbulencji w zagadnieniach zbliżonych do rozważanych tutaj zajmowano się w pracy (Parra i in. 2006), w której autorzy przedstawili wyniki badań numerycznych i eksperymentalnych dotyczące przewietrzania wyrobiska ślepego. W obiekcie rzeczywistym wykonali pomiary prędkości przepływu przy użyciu termoanemometrów. W symulacjach numerycznych stosowali model Spalarta-Allmarasa. W pracy (Parra i in. 2006) błąd w prognozowanych wartościach składowej wzdłużnej oszacowano na dwadzieścia kilka procent. Autorzy prac (Kurnia i in. 2014a, Kurnia i in. 2014b, Sasmito i in. 2013) wykorzystali wyniki pomiarów prezentowane w (Parra i in. 2006) do walidacji czterech modeli turbulencji: Spalarta-Allmarasa, standardowego k-ε, k-ω oraz RSM (Reynolds Stress Model) w przepływie powietrza przez wyrobisko ślepe z wentylacją tłoczącą. Biorąc pod uwagę czas obliczeń oraz stosunkowo niewielki błąd względny wynoszący maksymalnie 15%, autorzy (Sasmito i in. 2013) uznali, że pola prędkości uzyskane z obliczeń modelem Spalarta-Allmarasa, są wyznaczone z zadowalającą dla celów praktycznych dokładnością. Z kolei według autorów (Kurnia i in. 2014a, Kurnia i in. 2014b) błąd w prognozowanych wartościach składowej wzdłużnej prędkości wyniósł: dla modelu Spalarta-Allmarasa 36-72%, k-ε 15-51%, k-ω 37-93%, RSM 5-70%. W wymienionych pracach długość strefy ślepej wynosiła 6 m. W badaniach modelowych opisanych w (Branny i in. 2013a) porównano wyniki pomiarów trzech składowych wektora prędkości uzyskane przy użyciu metody PIV (Particle Image Velocimetry) z obliczeniami numerycznymi. Długość strefy ślepej wynosiła 0,75 m (skala modelu 1:10). Średni błąd względny w prognozowanych wartościach wektora prędkości, przy użyciu modeli turbulencji k-ε i RSM wyniósł 30-35%. W pracy (Branny i in. 2014, Wodziak 2015) dokonano walidacji dwóch modeli turbulencji k-ε oraz RSM przy przepływie powietrza przez stanowisko laboratoryjne o dwumetrowej długości strefy ślepej. Niniejsza praca stanowi kontynuację badań opisanych w (Branny i in. 2014). W prezentowanym artykule omówiono wyniki pomiarów i symulacji numerycznych przepływu powietrza dla długości kanału ślepego wynoszącego 2,0 m oraz 3,25 m. Porównano wyniki pomiarów prędkości przepływu dla średniej prędkości strugi wlotowej równej 21,2 m/s oraz 35,4 m/s, co odpowiada liczbie Reynoldsa Re= oraz Re= W wybranym przekroju poprzecznym kanału ślepego wyznaczono strumień objętości powietrza płynący w kierunku ściany ślepej oraz porównano wyznaczony eksperymentalnie i numerycznie czas zaniku znacznika wprowadzonego do przewietrzanej przestrzeni. 3. Stanowisko laboratoryjne Stanowisko laboratoryjne, przedstawione na rysunku 1 składało się z krzyżujących się prostokątnych przewodów o przekroju poprzecznym 0,4 m 0,2 m. Powietrze doprowadzano przewodem (lutnią) o średnicy 0,076 m. Odległość osi przewodu doprowadzającego powietrze do układu od górnej i bocznej ściany modelu wynosiła 0,08 m. Odległość otworu wlotowego strugi powietrza od ściany ślepej wynosiła 2,0 m oraz 3,25 m. Rys. 1. Schemat stanowiska pomiarowego (opracowanie własne) Fig. 1. Schematic diagram of the measurement set-up

41 Nr 9 PRZEGLĄD GÓRNICZY 39 Przy przyjętej skali geometrycznej modelu (1:10), dwu i trzymetrowa odległość pomiędzy otworem wlotowym i ścianą ślepą kanału odpowiada długości komór przewietrzanych wentylatorami wolnostrumieniowymi w kopalniach rud miedzi. Uproszczenia w stosunku do obiektu rzeczywistego dotyczą przede wszystkim przyjętej gładkości ścian modelu, prostokątnego przekroju poprzecznego, jak również sposobu generowania strugi nawiewnej. Ponadto w warunkach rzeczywistych liczba Reynoldsa, odnoszona do parametrów na wylocie z wentylatora jest wielkością rzędu 106. Z uwagi na uwarunkowania techniczne w omawianych eksperymentach maksymalna liczba Reynoldsa wynosiła około Pole prędkości dla dwumetrowej długości strefy ślepej Obraz pola prędkości uzyskany z pomiarów metodą PIV i obliczeń w przekroju poziomym kanału na wysokości osi otworu wlotowego powietrza (z = 0,02 m) dla średniej prędkości strugi nawiewnej równej 35,4 m/s przedstawiono na rysunku.2. W eksperymentalnym obrazie pola prędkości (Branny i in. 2014, Wodziak 2015) można wyróżnić dwie strefy z przepływem recyrkulacyjnym. Pierwsza strefa sięga na odległość około 1m od wlotu, natomiast drugi wir formułuje się w dalszych odległościach od wlotu. Jakościowo zgodny z pomiarami jest obraz pola prędkości uzyskany przy użyciu modelu RSM. Kształt pola prędkości przedstawiony na rysunku 2 jest również zgodny z pomiarami wykonanymi w jednej z kopalń rud miedzi przez pracowników Politechniki Śląskiej (Sułkowski i in. 2013). W obrazie pola prędkości uzyskanym przy użyciu modelu k-ε oraz SST k-ω w pobliżu ściany ślepej kanału widoczna jest trzecia strefa z przepływem recyrkulacyjnym, co jest niezgodne z wynikami pomiarów. Wyznaczony eksperymentalnie zasięg pierwszej strefy recyrkulacji wynosił 103 cm, natomiast wynikający z obliczeń numerycznych dla modelu SST k-ω 101 cm, dla RSM 98 cm, natomiast dla k-ε 77 cm. Oszacowany średni błąd względny w prognozowanych wartościach składowej wzdłużnej prędkości wynosił dla modelu RSM 38%, dla k-ε 49% natomiast dla SST k-ω 70%. 5. Porównanie wyników eksperymentalnych dla różnych długości kanału ślepego dla przepływu o liczbie Reynoldsa Na rysunku 3 przedstawiono obraz pola prędkości uzyskany z pomiarów w przekrojach poziomych znajdujących się na wysokości osi otworu wlotowego (z = 0,02 m) oraz w odległości 0,05 m od dna kanału dla długości strefy ślepej wynoszącej 2,0 m i 3,25 m. W celu uwidocznienia cech charakterystycznych przepływu, skalę prędkości ograniczono do przedziału (-1,8 m/s 2,2 m/s). Wartościom prędkości spoza tego przedziału odpowiadają skrajne kolory z zamieszczonej skali barw. Również prezentowane pole prędkości dla kanału dłuższego ograniczono do strefy o dwumetrowej długości licząc od wlotu powietrza. Rys. 2. Obraz jednostkowego pola prędkości w przekroju poziomym na wysokości osi otworu wlotowego (opracowanie własne) Fig. 2. Velocity field in the horizontal plane on the level of the inlet axis

42 40 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2016 Rys. 3. Obraz pola prędkości w przekrojach poziomych dla 2 m (z lewej) oraz 3,25 m (z prawej) długości strefy ślepej (opracowanie własne) Fig. 3. Velocity field contours for 2 m (left) and 3,25 m (right) length of the blind zone Widoczne jest jakościowe podobieństwo zmierzonych pól prędkości przy obydwu przyjętych długościach strefy ślepej. Zarówno przy dwu-, jak i trzymetrowej długości kanału ślepego, począwszy od odległości od wlotu wynoszącej około 1m strumień powietrza płynie wzdłuż lewego boku kanału. Wymiary geometryczne pierwszej strefy z przepływem recyrkulacyjnym (sięgającej na odległość około 1m od wlotu) w obu rozważanych przypadkach są niemal identyczne. 6. Strumień objętości powietrza Intensywność przewietrzania wyrobisk ślepych zależy przede wszystkim od strumienia objętości powietrza dopływającego do ślepej ściany kanału (Wodziak 2015). Przy stosowaniu metody PIV wydatek objętościowy można wyznaczyć poprzez pomiar składowych wzdłużnych wektora prędkości w wybranych przekrojach poprzecznych kanału. Pomiary przeprowadzono w 19 równoległych liniach poziomych, oddalonych od siebie o 1 cm (rysunek 4). Odległość linii pomiarowej od górnej i dolnej ściany kanału wynosiła również 1 cm (z=-0,09 m, z=0,09 m). Strumień objętości wyznaczono dla przekroju poprzecznego oddalonego o 1,5 m od wlotu dla dwumetrowej długości kanału ślepego i przepływu o liczbie Reynoldsa równej Na rysunku 5 przedstawiono rozkłady składowej wzdłużnej prędkości wyznaczone eksperymentalnie oraz obliczone numerycznie przy pomocy modeli RSM oraz standardowego k-ε. Na wykresach nie zamieszczono wyników symulacji uzyskanych przy użyciu modelu SST k-ω ponieważ w tej odległości od wlotu obliczone pole prędkości jest jakościowo niezgodne z eksperymentalnym (rysunek 2). W wirtualnym obrazie przepływu uzyskanym przy pomocy tego modelu widoczne są trzy strefy z przepływem recyrkulacyjnym, co nie zostało potwierdzone pomiarami. Wybrane linie pomiarowe usytuowane są w połowie (z = 0 m) i w ¼ (z=+/-0,05 m) wysokości kanału oraz w odległości 1cm (z=+/- 0,09 m) od dolnej i górnej ściany kanału. W tabeli 1 zamieszczono wyznaczony= eksperymentalnie i numerycznie strumień objętości powietrza płynący w kierunku ściany ślepej kanału. Bliższy zmierzonej wartości jest strumień objętości obliczony przy pomocy modelu RSM. Dla tego modelu średni błąd względny prognozowanej wartości strumienia objętości wynosi 36,4%. Z nieco większym (o około 7 pkt.%) błędem prognozowany jest strumień objętości przy użyciu standardowego modelu k-ε. Wyznaczony eksperymentalnie strumień objętości powietrza płynący w kierunku ściany ślepej wynosił 0,03969 m 3 /s, natomiast strumień powrotny 0,03835 m 3 /s. Różnica pomiędzy nimi jest nieznaczna (około 3,4%), co świadczy o dobrej dokładności wykonanych pomiarów. Tabela 1. Strumień objętości oraz błąd względny prognozy Table 1. The volume stream and the relative error of forecasting Strumień objętości m 3 /s Błąd względny % Eksperyment Reynolds Stress Model Standard k-ε % 43.2% 7. Podobieństwo znormalizowanych pół prędkości dla 2 m długości kanału ślepego W strefie ślepej kanału o długości 2 m zmierzono pole prędkości dla dwu średnich prędkości powietrza na wlocie wynoszących 21,2 m/s oraz 35,4 m/s. Odpowiadające tym prędkościom liczby Reynoldsa wynoszą i Na rysunkach 6 i 7 przedstawiono porównanie unormowanych rozkładów składowej wzdłużnej Vy i poprzecznej Vx wektora prędkości. Składowe prędkości unormowano poprzez podzielenie przez średnią dla danego przypadku prędkość powietrza na wlocie do układu pomiarowego. Porównywane bezwymiarowe rozkłady dwóch składowych wektora prędkości są jakościowo i ilościowo zgodne. Przy dwóch różnych wydatkach powietrza na wlocie wymiary geometryczne stref objętych przepływem recyrkulacyjnym są niemal identyczne. Rys. 4. Usytuowanie linii pomiarowych w przekroju oddalonym o 1,5 m od otworu wlotowego (opracowanie własne) Fig. 4. The location of measurement lines in cross-section at a distance of 1,5 m from the inlet opening 8. Czas zaniku cząstek znacznikowych wprowadzonych do przepływu Do oszacowania dokładności z jaką symulacje numeryczne odwzorowują przepływ rzeczywisty wykorzystano parametr

43 Nr 9 PRZEGLĄD GÓRNICZY 41 Rys. 5. Rozkład składowej wzdłużnej prędkości V y wzdłuż linii poziomych w przekroju poprzecznym kanału w odległości 1,5 m od wlotu (opracowanie własne) Fig. 5. Distribution of the longitudinal Vy component of the velocity vector along horizontal lines at a distance of 1,5 m from the inlet opening reprezentujący czas zaniku cząstek wprowadzonych do przepływu. Badania eksperymentalne polegały na dodaniu do przepływu cząstek znacznikowych wytwarzanych przez generator cząstek. Cząstki o stałej w czasie koncentracji wprowadzano do wlotowego strumienia powietrza wpływającego do kanału ślepego i rejestrowano narastającą w czasie koncentrację cząstek w wybranych strefach obszaru przepływu. Po uzyskaniu stanu statystycznie ustalonego wyłączono generator cząstek i mierzono zmieniającą się w czasie koncentrację cząstek znacznikowych w wybranych strefach kanału ślepego. W obliczeniach numerycznych przyjęto, że przez układ pomiarowy przepływa mieszanina powietrza z gazem znacznikowym. Gaz znacznikowy charakteryzował się identycznymi jak powietrze własnościami fizycznymi. W chwili początkowej koncentracja gazu znacznikowego w całym obszarze przepływu była stała, natomiast w przekroju otworu wlotowego równa zero.

44 42 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2016 Rys. 6. Unormowane rozkłady składowej V y wektora prędkości dla: (a) z = 0,02 m; b) z = -0,05 m oraz w odległości od wlotu 0,5 m, 1 m i 1,5 m wyniki pomiarów (opracowanie własne) Fig. 6. Normalized distribution of Vy component of the velocity vector for a) z = 0,02 m, b) z = -0,05 m and at a distance of 0,5 m, 1 m and 1,5 m from the inlet experimental results

45 Nr 9 PRZEGLĄD GÓRNICZY 43 Rys. 7. Unormowane rozkłady składowej V x wektora prędkości dla: a) z = 0,02 m; b) z = -0,05 m oraz w odległości od wlotu 0,5 m, 1 m i 1,5 m wyniki pomiarów (opracowanie własne) Fig. 7. Normalized distribution of Vx component of the velocity vector for a) z = 0,02 m, b) z = -0,05 m and at a distance of 0,5 m, 1 m and 1,5 m from the inlet experimental results

46 44 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2016 Rys. 8. Średnia znormalizowana koncentracja gazu znacznikowego (opracowanie własne) Fig. 8. Mean normalised tracer concentration (own development) Obliczenia wykonano dla dwóch modeli turbulencji: standardowego k-ε oraz modelu RSM. Na rysunku 8 pokazano zmiany w czasie zmierzonej i wynikającej z obliczeń numerycznych koncentracji względnej gazu znacznikowego. Względną koncentrację gazu znacznikowego uśredniono po powierzchni o wymiarach 0,4 m 0,4 m, znajdującą się na wysokości osi otworu wlotowego i w odległości od wlotu wynoszącej od 1,5 m do 1,9 m. Koncentracja względna cząstek pokazana na rysunku 8 znormalizowana została przez odniesienie do koncentracji w stanie ustalonym. Widoczne jest dobre dopasowanie krzywych koncentracji cząstek i gazu znacznikowego uzyskanych z eksperymentu i obliczeń przy wykorzystaniu modelu RSM. Maksymalne różnice pomiędzy zmierzonym i wynikającym z obliczeń czasem zaniku gazu znacznikowego do określonego poziomu koncentracji nie przekraczają 30%. Znacznie wolniej w porównaniu z wynikami eksperymentalnymi przebiega proces wentylacji komory (zaniku stężenia gazu znacznikowego) w przypadku symulacji komputerowej przy użyciu modelu k- ε. Zmierzony i obliczony rozkład składowej Vy wektora prędkości wzdłuż linii poziomych usytuowanych na ww. powierzchni o współrzędnych (rysunek 1) z = 0 m, x [ 0,2 m;0,2 m], y=1,5 m oraz y=1,75 m przedstawiono na rysunku 9. Dla tych dwóch linii, średni błąd w prognozowanych wartościach składowej wzdłużnej prędkości wynosił około 36% (model RSM) oraz 70% (model k-ε). 9. Wnioski Z uwagi na kształt tworzonego przez strugę nawiewną pola prędkości, w obszarze przepływu można wyróżnić dwie, proste do identyfikacji strefy z przepływem recyrkulacyjnym. Pierwsza strefa sięgająca na odległość około 1,0 m od otworu Rys. 9. Rozkład składowej wzdłużnej wektora prędkości dla z = 0,02 m oraz dla y = 1,5 m (z lewej) i y = 1,75 m (z prawej) (opracowanie własne) Fig. 9. Distribution of longitudinal component of the velocity vector for z = 0,02 m and for y = 1,5 m (left) and y = 1,75 m (right)

47 Nr 9 PRZEGLĄD GÓRNICZY 45 wlotowego charakteryzuje się intensywnym mieszaniem powietrza. W dalszej odległości od wlotu formułuje się druga strefa z wirem o przeciwnym do pierwszego kierunku wirowania. Taki obraz przepływu kształtuje się zarówno przy dwu-, jak i trzymetrowej długości kanału ślepego, jak również przy różnych prędkościach wlotowej strugi powietrza o liczbach Reynoldsa z przedziału Jakościowo zgodne z pomiarami są wyniki symulacji numerycznych uzyskane przy użyciu modelu turbulencji RSM. Przy stosowaniu tego modelu, średni błąd względny w prognozowanych wartościach składowych wzdłużnych prędkości wynosił 35% 40%. Oszacowany błąd prognozy wynika z rozważań zamieszonych w (Branny i in. 2014, Wodziak 2015), zmierzonej i obliczonej wartości strumienia objętości w wybranym przekroju poprzecznym modelu laboratoryjnego oraz analizy czasu zaniku cząstek znacznikowych i gazu znacznikowego wprowadzonych do przepływu. Wirtualny obraz pola prędkości uzyskany przy użyciu modelu k-e oraz SST k-w w dalszej odległości od wlotu strugi powietrza jest niezgodny z wynikami pomiarów. Autorzy dziękują Panom dr. inż. Remigiuszowi Nowakowi oraz mgr. inż. Michałowi Karchowi za pomoc przy wykonywanych badaniach eksperymentalnych. Praca finansowana ze środków budżetowych na naukę jako projekt statutowy nr Literatura BRANNY M., KARCH M., WODZIAK W., JASZCZUR M., NOWAK R., SZMYD J Eksperymentalna weryfikacja modeli CFD stosowanych w wentylacji kopalń. Przegląd Górniczy, nr 5, s BRANNY M., SZMYD J., JASZCZUR M., NOWAK R., FILIPEK W., WODZIAK W Badania modelowe przepływu powietrza w strefie przodkowej wyrobiska z wentylacją lutniową. Górnictwo i Geologia, nr 3, s BRANNY M., KARCH M., WODZIAK W., JASZCZUR M., NOWAK R., SZMYD J An experimental validation of a turbulence model for air flow in a mining chamber. Journal of Physics Conference Series, vol.530. KURNIA J. C., SASMITO A. P., MUJUMDAR A. S. 2014a - Dust dispersion and management in underground mining faces. International Journal of Mining Science and Technology, vol.24, p KURNIA J., SASMITO A., MUJUMDAR A. 2014b - Simulation of a novel intermittent ventilation system for underground. Tunnelling and Underground Space Technology, vol.42, p PARRA M.T., VILLAFRUELA J. M., CASTRO F., MENDEZ C Numerical and experimental analysis of different ventilation systems in deep mines. Building and Environment, no.2, p SASMITO A., BIRGESSON E., LY H. C., MUJUMDAR S Some approaches to improve ventilation system in underground coal mines environment A computational fluid dynamic study. Tunnelling and Underground Space Technology, vol.34, p SUŁKOWSKI J., FRYCZ A., DRENDA J., BIERNACKI K., DOMAGAŁA L Ocena skuteczności przewietrzania ślepych wyrobisk eksploatacyjnych o długości powyżej 30 metrów przy wykorzystaniu wentylatorów wolnostrumieniowych typu WOO-63. Politechnika Śląska, Gliwice (praca niepublikowana). WALA A. M., STOLZ J. R., JACOB J Numerical and experimental study of mine face ventilation system for CFD code validation. Proceedings of 7th Internaltional Mine Ventilation Congress, Kraków, p WALA A. M., VYTLA S., TAYLOR C. D., Huang G Mine face ventilation: a comparison of CFD results against benchmark experiments for the CFD code validation. Mining Engineering, no.10, p WODZIAK W Eksperymentalne i numeryczne badania przepływu powietrza w laboratoryjnym modelu wyrobiska ślepego z wentylacją lutniową. Praca doktorska, AGH, Kraków, s Artykuł wpłynął do Redakcji - luty 2016 Artykuł zaakceptowano 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.

48 46 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2016 UKD : /.64: /.168 Badania parametrów mechanicznych wysokospienionej piany fenolowo-formaldehydowej The study of mechanical parameters of highly-foamed phenol-formaldehyde foam mgr inż. Roman Daniłowicz* ) Dr hab. inż. Stanisław Prusek, prof. GIG* ) Dr inż. Marek Rotkegel* ) Treść: W artykule przedstawiono wyniki badań wytrzymałościowych wysokospienionej piany fenolowo-formaldehydowej. Badania laboratoryjne i symulacje komputerowe prowadzono dwukierunkowo. W pierwszym etapie określano charakterystykę sztywnościową piany w warunkach jednoosiowego ściskania. Pozwoliło to na określenie parametrów materiału przyjmowanych do dalszych analiz. W drugim etapie w stanowisku badawczym i w symulacjach komputerowych przyjęto schemat obciążenia odwzorowujący pracę piany w przypadku typowego jej zastosowania wypełniania pustek. W celu przeprowadzenia badań laboratoryjnych drugiego etapu zbudowano przyrząd do badań próbek w warunkach jednoosiowego ściskania w płaskim stanie odkształcenia. Przyrząd, w postaci sztywnej sześciennej skrzyni, umożliwia obciążanie w kierunku pionowym próbek, a przy tym całkowicie uniemożliwia zmianę jednego i jednokierunkowo drugiego z wymiarów poprzecznych próbki. Abstract: This paper presents the results of strength tests of highly-foamed phenol-formaldehyde foam. Laboratory tests and computer simulations were carried out in two directions. In the first stage the stiffness characteristics of the foam were measured under uniaxial compression. This allowed to determine the material parameters adopted for further analysis. In the second stage in a test stand and by computer simulations the load on foam was assumed as for a typical foam in its application filling cavities. In order to carry out laboratory tests of the second stage, a special test stand was created for the samples under uniaxial compression in the plane strain. The device, in the form of a rigid, cube-shaped box allowed to load the samples in the vertical position, completely prohibiting the change of dimension in one direction, and in other direction the second of diagonal dimensions of the sample. Słowa kluczowe: piana fenolowo-formaldehydowa, badania laboratoryjne, modelowanie numeryczne Key words: phenol-formaldehyde foam, laboratory tests, numerical modeling 1. Wstęp W praktyce górniczej występuje wiele sytuacji, w których koniecznym jest zastosowanie różnego rodzaju środków chemicznych. Przykładem tego może być profilaktyka pożarowa, metanowa, wzmacnianie górotworu, czy likwidacja skutków opadów i obwałów skał stropowych w wyrobiskach górniczych. W ostatnim przypadku, kiedy z uwagi na różne czynniki dochodzi do utraty stateczności stopu w wyrobisku korytarzowym lub w ścianie, najczęściej stosowanymi produktami chemicznymi są spienione środki mineralne lub piany fenolowe (fenolowo-formaldehydowe). Piany te nie * ) Główny Instytut Górnictwa w Katowicach posiadają wysokich parametrów wytrzymałościowych, ale co jest niezwykle istotne w przypadku opadów stropu, szybko zwiększają swoją objętość wypełniając pustą przestrzeń w otoczeniu wyrobiska. Porównując spienione środki mineralne oraz piany fenolowe w publikacji (Frith 2006) wskazano na główne różnice między nimi. Generalnie stwierdzono, że piany fenolowe mogą w większym stopniu zwiększyć swoją objętość i pomimo wyższej ich ceny opłacalne jest ich stosowanie w przypadku dużych obwałów w ścianach, dla jak najszybszego ponownego rozpoczęcia wydobycia i ograniczenia strat. Na rysunku 1 przedstawiono zastosowanie piany fenolowej do wypełniania pustki w stropie po obwale w ścianie w jednej z kopalń australijskich.

49 Nr 9 PRZEGLĄD GÓRNICZY 47 Rys. 1. Wypełniona pianą fenolową przestrzeń po obwale skał stropowych w ścianie (Jędrusiński i in. 2009) Fig. 1. Phenolic foam filled space after the roof rock fall in the longwall (Jędrusiński i in. 2009) Rys. 2. Sposób obciążenia i warunki brzegowe dla różnych lokalizacji wypełnienia Fig. 2. Applied load and boundary conditions for different locations of the filling Dla wypełniana pustek w górotworze stosuje się piany fenolowe o różnym stopniu spienienia. Piana o ustalonej proporcji objętości komponentów podawana jest zestawem pompowym. W trakcie pompowania komponenty mieszają się w mieszalniku statycznym. W przypadku, kiedy piany wykorzystywane są dla izolacji ociosu wyrobiska poprzez ich natrysk, stopień spienienia jest na ogół niższy niż w przypadku zatłaczania pian do pustek na przykład w stropie wyrobisk. Wzrost stopnia spienienia wpływa na obniżenie parametrów wytrzymałościowych piany (Jędrusiński i in. 2009). Istotnym zagadnieniem jest zachowanie piany w wypełnionej przestrzeni (na przykład po obwale w stropie). Na ogół prowadzone są badania pian w warunkach jednoosiowego ściskania w laboratorium, pozwalające określić ich podstawowe parametry mechaniczne. Zaś w praktyce górniczej mamy do czynienia ze stanem jednoosiowego ściskania w płaskim stanie odkształcenia, w którym, w zależności od warunków geologiczno-górniczych i miejsca zastosowania piany, obciążenia mogą działać w różnych kierunkach. Ocena parametrów piany w warunkach zbliżonych do dołowych wydaje się szczególnie istotna w przypadku wyrobisk korytarzowych, kiedy zabezpieczone pianą opady stropu powinny zachować stateczność w dłuższym czasie. Fakty te spowodowały, że w Głównym Instytucie Górnictwa w Katowicach zaprojektowano i wykonano przyrząd pozwalający na badanie różnego rodzaju materiałów (w tym pian), w warunkach jednoosiowego ściskania w płaskim stanie odkształcenia. Za pomocą tego przyrządu wykonano badania piany fenolowo-formaldehydowej. Badania porównano z wynikami badań w stanie jednoosiowego ściskania. Wykonano również obliczenia numeryczne odwzorowujące próby laboratoryjne. 2. Badania próbek piany fenolowo-formaldehydowej wysokospienionej Z podstawowych zastosowań wysokospienionych pian fenolowo-formaldehydowych, wynika sposób ich pracy w warunkach górniczych. W zależności od lokalizacji pustki wypełniająca ją piana może być poddawana obciążeniom działającym w odmiennych kierunkach. Jednocześnie zmianom ulegają także warunki podparcia analizowanej bryły ze spienionej piany. Różne warianty podparcia i obciążenia wycinka piany wypełniającej pustkę, w zależności od jej usytuowania przedstawiono na rysunku 2. Jak widać, w części stropowej (I) elementarna bryła piany poddawana jest obciążeniom pionowym F działającym w kierunku Y przy jednoczesnym całkowitym zablokowaniu przemieszczeń w kierunkach X i Z przez sąsiadujące części wypełnienia. Częściowo ograniczone są też przemieszczenia w kierunku Y przez elementy obudowy podporowej. Natomiast w części ociosowej (II) na elementarną bryłę piany również działa siła F w kierunku Y, lecz nieco odmienny jest sposób jej podparcia. Podobnie jak poprzednio, podpory o kierunku Z odpowiadają kontaktowi z dalszymi fragmentami wypełnienia, natomiast jednostronne podparcie w kierunku X oddaje kontakt z głębszymi strefami wypełnienia. Oczywistym jest fakt, że w niektórych przypadkach od strony jednostronnego podparcia w kierunku X również może działać obciążenie, jak w wariancie I. Stan odkształcenia i naprężenia bryły w zakresie proporcjonalności (obowiązywania prawa Hooke a) podaje literatura (Dyląg i in. 1996, Niezgodziński, Niezgodziński 2000): (1)

50 48 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2016 gdzie: ε odkształcenia, σ naprężenia normalne, E moduł Younga, ν liczba Poissona. Natomiast w zależności od warunków brzegowych - dla poszczególnych lokalizacji elementarnej bryły (I lub II na rys. 2.) pewne wielkości odkształceń zerują się, upraszczając ogólne układy równań. I tak można zapisać, że dla lokalizacji I (obszar stropu) odkształcenia i naprężenia normalne wynoszą: mieszczanie się materiału w jednym kierunku. Przyrząd przeznaczony jest do badania próbek o wymiarach mm, przy czym mogą one być wykonywane bezpośrednio w nim przez specjalny króciec lub poza nim, a następnie przycięte na wymiar i umieszczone wewnątrz. Dzięki dużej sztywności skrzynki, oprócz pian możliwe jest badanie materiałów (i konglomeratów) o wysokich parametrach sztywnościowych. Konstrukcja przyrządu została pod tym kątem specjalnie zweryfikowana wytrzymałościowo. Na rysunku 4 przedstawiono rozkład naprężeń zredukowanych w modelu (2) a dla lokalizacji II obszar ociosu: (3) 2.1. Przyrząd do badania materiałów w warunkach jednoosiowego ściskania w płaskim stanie odkształcenia. Mając na uwadze przedstawione powyżej warianty obciążenia i podparcia pian wypełniających pustki, został zaprojektowany i wykonany przyrząd umożliwiający odwzorowanie warunków brzegowych w trakcie badań laboratoryjnych w maszynie wytrzymałościowej. Przyrząd (rys. 3) stanowi skrzynka sześcienna o dwóch demontowanych ścianach. Umożliwia to zadanie obciążenia oraz nieskrępowane prze- numerycznym przyrządu wywołanych obciążeniem próbki z materiału sypkiego o wartości 90 kn. Natomiast na rysunku 5 wirtualny model przyrządu przygotowany do badania Próby jednoosiowego ściskania wysokospienionej piany fenolowo-formaldehydowej Próba jednoosiowego ściskania jest podstawowym badaniem między innymi skał, materiałów mineralnych czy spoiw. Pozwala ona określić charakterystykę deformacyjno-obciąże- Rys. 3. Ogólny widok przyrządu Fig. 3. General view of the test stand

51 Nr 9 PRZEGLĄD GÓRNICZY 49 Rys. 4. Rozkład naprężeń zredukowanych w modelu skrzynki poddanej obciążeniom od ściskania badanego materiału Fig. 4. Distribution of reduced stress in the model box subjected to compressive stress caused by compression of the test material niową materiału, wytrzymałość na ściskanie, a także obliczyć moduł sprężystości i współczynnik Poissona. W takim też celu przeprowadzone zostały próby ściskania wysokospienionej piany fenolowo-formaldehydowej. Próbki o wymiarach mm poddano jednoosiowemu ściskaniu w prasie hydraulicznej. Z uwagi na stosunkowo niewielkie wartości obciążeń zastosowano czujnik siły umieszczany pomiędzy siłownikiem prasy i badaną próbką. Na rysunku 6 przedstawiono próbkę przygotowaną do badań, natomiast na rysunku 7 próbkę w końcowym etapie próby ściskania. Rys. 5. Wirtualny model przyrządu gotowy do badań Fig. 5. Virtual model of the test stand ready for testing W trakcie badań rejestrowano pionowe przemieszczenie tłoka maszyny wytrzymałościowej oraz odpowiadającą mu siłę ściskającą. Badaniom poddano 3 próbki, dla których określono charakterystyki w układzie siła przemieszczenie (rys. 8). W trakcie badań obserwowano i rejestrowano zachowanie próbek. Analizując przebieg badań, można na charakterystykach wyodrębnić cztery zasadnicze fazy: faza a proporcjonalnego wzrostu obciążenia i pracy sprężystej, Rys. 6. Próbka piany fenolowo-formaldehydowej wysokospienionej przygotowana do próby jednoosiowego ściskania Fig. 6. Sample of highly-foamed phenol-formaldehyde foam prepared for the uniaxial compression test Rys. 7. Próbka piany fenolowo-formaldehydowej wysokospienionej w końcowym etapie próby jednoosiowego ściskania Fig. 7. The foam sample of highly-foamed phenol-formaldehyde in the final stage of uniaxial compression

52 50 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2016 faza b przejściowa pomiędzy pracą sprężystą i trwałym zgniataniem próbki, faza c stabilizacji, gdzie przy stałym obciążeniu następuje sukcesywne zgniatanie próbki, faza d ściskanie próbki po całkowitym zamknięciu wszystkich porów, zakończona zniszczeniem próbki. Na rysunku 9 wyodrębniono zaobserwowane fazy na tle pełnej charakterystyki. na bocznych powierzchniach próbek przeprowadzono na maszynie wytrzymałościowej z zastosowaniem opisanego wcześniej przyrządu. W tym celu odpowiednio przycięte na wymiar próbki umieszczono w przestrzeni skrzynki przyrządu. Na jedną ścianę próbki działało obciążenie, druga pozostawała swobodna, natomiast pozostałe 4 ściany ograniczone zostały przez wewnętrzne powierzchnie skrzyni. Sposób podparcia i obciążenia próbki przedstawiono na rysunku 10. Natomiast na rysunku 11 przedstawiono próbkę po badaniu. Rys. 8. Charakterystyki próbek piany fenolowo-formaldehydowej wysokospienionej, ściskanych jednoosiowo Fig. 8. The characteristics of the samples of highly-foamed phenol-formaldehyde foam at the end of uniaxial compression test Rys. 10. Próbka umieszczona w przyrządzie badawczym, przygotowana do badań Fig. 10. Sample placed in a test device prepared for testing Rys. 9. Fazy jednoosiowego ściskania wysokospienionej piany fenolowo-formaldehydowej Fig. 9. Phases of the uniaxial compression test of highly-foamed phenol-formaldehyde foam W przypadku badanych próbek zakres pracy sprężystej (faza a ) obejmował odkształcenia do około 2% przy naprężeniach około 33,3 kpa, natomiast zakres stabilnego zgniatania próbki (faza c ) do odkształceń na poziomie 60% przy naprężeniach ściskających osiągających 53,3 kpa Badania próbek wysokospienionej piany fenolowo- -formaldehydowej w przyrządzie badawczym Badania wysokospienionej piany fenolowo-formaldehydowej w warunkach jednoosiowego ściskania w płaskim stanie odkształcenia - z ograniczonymi przemieszczeniami Rys. 11. Próbka piany fenolowo-formaldehydowej wysokospienionej po badaniach w przyrządzie Fig. 11. Sample of highly-foamed phenol-formaldehyde foam after the tests in the test stand Podobnie jak poprzednio, w trakcie badań rejestrowano przemieszczenie tłoka maszyny wytrzymałościowej oraz odpowiadające mu obciążenie próbki. W wyniku otrzymano charakterystyki piany ściskanej w płaskim stanie odkształcenia, przedstawione na rysunku 12. Jak wynika z porównania uzyskanych charakterystyk, ograniczenie przemieszczeń na bocznych ścianach próbek powoduje około trzydziestoprocentowe zwiększenie wartości obciążeń przenoszonych w fazie a. Również w zakresie fazy c charakterystyki kształtują się na nieco wyższym poziomie niż w przypadku ściskania jednoosiowego (o około 10%). Jednocześnie zanikła faza b - przejście charakterystyki z fazy

53 Nr 9 PRZEGLĄD GÓRNICZY 51 Rys. 12. Charakterystyki wysokospienionej piany fenolowo- -formaldehydowej ściskanej jednoosiowo w płaskim stanie odkształcenia Fig. 12. Characteristics of highly-foamed phenol-formaldehyde foam compressed uniaxially in a plane strain a do c. Różnice w charakterystykach przedstawionych na rysunkach 8 i 12 wynikają oprócz stanu odkształcenia także ze struktury badanej piany. Podczas badania następowało głównie zgniatanie porów występujących w materiale. Jedynie w niewielkim stopniu występowało zwiększanie wymiarów poprzecznych w płaszczyźnie normalnej do działającego obciążenia. 3. Symulacja numeryczna charakterystyki obciążeniowo- -odkształceniowej piany fenolowo-formaldehydowej wysokospienionej Jednym z podstawowych parametrów materiałów konstrukcyjnych jest ich charakterystyka określona w układzie obciążenie-przemieszczenie, wyznaczona w warunkach jednoosiowego rozciągania (dla stali) lub ściskania (dla betonu, i skał). Charakterystyka ta dostarcza kluczowych informacji na temat pracy danego materiału w warunkach spodziewanych obciążeń. Szczególnie jest ona istotna w przypadku analiz prowadzonych z uwzględnieniem nieliniowości fizycznej, związanej z parametrami mechanicznymi materiału (Bukowska 2012, Kidybiński 1982, Majcherczyk, Małkowski 2002, Pilecki 2002). Znajomość jej przebiegu pozwala na rozszerzenie analiz i obliczeń projektowych na inne, bardziej skomplikowane warunki pracy opisane odpowiednim schematem podparcia i obciążenia. W związku z tym, dla określenia podstawowych parametrów pian fenolowo-formaldehydowych wysokospienionych (E, n) przeprowadzono symulację prób stanowiskowych jednoosiowego ściskania. W analizach tych wykorzystano program COSMOS/M (COSMOS/M 1999, Rakowski, Kacprzyk 1996, Rusiński 1994) oparty na metodzie elementów skończonych. Do analiz tych przyjęto uśrednioną charakterystykę trzech prób, uzyskanych w trakcie badań stanowiskowych jednoosiowego ściskania pian wysokospienionych. Na rysunku 13 przedstawiono analizowane charakterystyki oraz ich uśredniony przebieg. Dla przeprowadzenia analiz zbudowano model próbki piany fenolowo-formaldehydowej wysokospienionej odpowiadający jej geometrii oraz warunkom podparcia i obciążenia w stanowisku. Do budowy modelu użyto nieco ponad 1700 ośmiowęzłowych elementów typu bryłowego (SOLID). Z uwagi na nieliniowy przebieg prób, analizy prowadzono z uwzględnieniem nieliniowości fizycznej, w oparciu o algo- Rys. 13. Analizowane charakterystyki próbek wysokospienionej piany fenolowo-formaldehydowej ściskanych jednoosiowo Fig. 13. Characteristics of the analyzed samples of highly-foamed phenol-formaldehyde foam in uniaxial compression rytm zmodyfikowanej metody iteracyjnej Newtona-Raphsona (NMR). Dla potrzeb symulacji zbudowany został model materiału przybliżony trzema liniami, opisującymi poszczególne etapy ściskania próbek. Pierwsza linia opisywała zakres pracy sprężystej (faza a), druga obszar przejściowy pomiędzy pracą sprężystą i plastyczną (faza b), a trzecia obszar pracy w zakresie odkształceń plastycznych (faza c). W analizach pominięto zakres pracy próbki po całkowitym zamknięciu porów (faza d), odpowiadający w próbach laboratoryjnych zmniejszeniu wysokości trzystumilimetrowych próbek o około 185 mm. Na rysunku 14 przedstawiono charakterystykę materiału przyjętą do analiz. Określają ją moduły sprężystości podłużnej, inne dla każdej z faz badania: E a =1,232 MPa; E b =0,068 MPa; E c =0,022 MPa. Model został podparty i obciążony zgodnie ze schematem badań laboratoryjnych. Na rysunku 15 przedstawiono model gotowy do analiz. Rys. 14. Charakterystyka materiału przyjęta do analiz numerycznych Fig. 14. Characteristics of material accepted for numerical analysis

54 52 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2016 stykała się ze ścianami stalowej skrzyni. Zmodyfikowany model przedstawiono na rysunku 17. Rys. 15. Kompletny model przygotowany do analiz Fig. 15. The complete model prepared for analysis W trakcie analiz, w kolejnych krokach obliczeniowych, kontrolowano wysokość modelu w odniesieniu do deformacji próbek oraz poszukiwano wartości współczynnika Poissona (ν), odpowiadającej odwzorowaniu zmian wymiarów poprzecznych długości i szerokości próbek. Zadowalający rezultat osiągnięto dla wartości ν=0,1. Na rysunku 16 przedstawiono zestawienie wyników kolejnych kroków obliczeniowych na tle charakterystyki pierwszej próbki oraz charakterystyki uśrednionej. W drugim etapie analiz odwzorowywano próbę ściskania kostki z piany fenolowo-formaldehydowej wysokospienionej w opisanym wcześniej przyrządzie. Dla celów tej analizy model dodatkowo podparto na płaszczyznach, na których próbka Rys. 17. Sposób podparcia i obciążenia modelu do analiz ściskania piany w przyrządzie Fig. 17. Applied load and boundary conditions on the model used for analysis of compressing the foam in the test stand W wyniku przeprowadzonych analiz, podobnie jak poprzednio, dla każdej iteracji otrzymano wartości obciążeń i odpowiadające im zmniejszenie wysokości modelu. W symulacjach uzyskano zadowalające dla praktyki inżynierskiej odwzorowanie prób ściskania w przyrządzie. Generalnie charakterystyka modelu przebiegała nieznacznie (około 10%) poniżej średniej charakterystyki uzyskanej z prób stanowiskowych. Jedynie dla zakresu pracy próbek obejmującego przejście pomiędzy częścią charakterystyki sprężystej i plastycznej (faza b) uzyskane dla modelu wartości obciążeń były około 20% niższe niż zarejestrowane w przyrządzie dla tych samych deformacji próbek. Zatem przyjęta w modelowaniu Rys. 16. Charakterystyka modelu uzyskana w analizach numerycznych na tle prób laboratoryjnych 1 oraz uśrednionej Fig. 16. Characteristics of the model obtained in numerical analyses in the background of laboratory tests 1 and averaged

55 Nr 9 PRZEGLĄD GÓRNICZY 53 charakterystyka daje w procesie projektowania dodatkowy współczynnik bezpieczeństwa. Ponadto uzyskane postaci zdeformowanego modelu, zwłaszcza dla maksymalnego zakresu analizy odpowiadały rzeczywistemu zachowaniu próbek. Zdecydowanie większe przemieszczenie próbek w kierunku wolnego, niezamkniętego boku przyrządu obserwowano w bezpośredniej bliskości obciążnika. W miarę oddalania się od obciążającego siłownika, zarówno w przypadku próbek, jak i modelu, deformacje te ulegały znacznemu zmniejszeniu. Fakt ten przedstawiono na rysunku i 21 przedstawiono stan wytężenia zdeformowanego modelu tuż przed i po zniszczeniu próbki (pomiędzy 10 i 11 krokiem obliczeniowym). Wartość obciążenia niszczącego próbkę wysokospienionej piany fenolowo-formaldehydowej o wymiarach mm wynosi około 2,2 kn, a miejscem początkującym uszkodzenie jest styk piany z kształtownikiem V. Rys. 18. Przemieszczenia w modelu w kierunku osi X dla ostatniego kroku obliczeniowego (przemieszczenia w m, skala przemieszczeń 1 ) Fig. 18. Movements in the model in the direction of the X axis for the final calculation step (Displacement in m, the scale of displacement 1 ) Rys. 20. Stan wytężenia i deformacji próbki tuż przed jej uszkodzeniem (10 krok obliczeniowy, obciążenie F=2156 N, naprężenia w Pa, skala deformacji 1 ) Fig. 20. The material effort and deformation of the sample just before destruction (step no. 10 of calculation, load F = 2156 N, stress in Pa, deformation scale 1 ) W trzecim etapie symulacji komputerowych próbkę wysokospienionej piany fenolowo-formaldehydowej obciążano w warunkach odpowiadających zastosowaniu piany w pułapie wyrobiska (rys. 2.). Założono przy tym podparcie próbki na całej powierzchni ścian bocznych. Model obciążano siłą równomiernie rozłożoną na całej górnej powierzchni. Dodatkowo dla zachowania stabilności modelu przyjęto częściowe podparcie na dolnej powierzchni próbki, odpowiadającej stykowi ze stropnicą odrzwi. Przyjęte warunki brzegowe oraz sposób obciążenia przedstawiono na rysunku 19. W wyniku przeprowadzonych symulacji określono charakter pracy piany zastosowanej w pułapie wyrobiska. Wyraźnie dały się zauważyć deformacje na styku stropnica obudowy piana. Określono również stan naprężeń i deformacji modelu w chwili przekroczenia wytrzymałości piany. Na rysunkach Rys. 21. Stan wytężenia i deformacji próbki tuż po jej uszkodzeniu (11 krok obliczeniowy, obciążenie F=2501 N, naprężenia w Pa, skala deformacji 1 ) Fig. 21. The state of material effort and deformation of the sample immediately after destruction (step no. 11 of calculation, load F = 2501 N, stress in Pa, deformation scale 1 ) 4. Podsumowanie Rys. 19. Sposób podparcia i obciążenia modelu wysokospienionej piany fenolowo-formaldehydowej zlokalizowanego w pułapie wyrobiska Fig. 19. Applied load and boundary conditions on the model of highly-foamed phenol-formaldehyde foam located in the roof of the gateroad Przeprowadzone badania stanowiskowe i analizy numeryczne pozwoliły określić i zweryfikować charakterystyki naprężeniowo-odkształceniowe żywic wysokospienionych, dla których określono również wartość współczynnika Poissona. Z symulacji numerycznych wynika, że współczynnik ten kształtuje się na poziomie 0,1. Natomiast zadowalającą zgodność modelowanych prób z badaniami w stanowisku uzyskano dla modułu sprężystości wzdłużnej określonej

56 54 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2016 trzema liniami, pokazanymi na rysunku 14, zdefiniowanymi przez wartości: E a =1,232 MPa; E b =0,068 MPa; E c =0,022 MPa. Należy jednak zaznaczyć, że parametry te zostały określone dla wysokospienionych pian fenolowo-formaldehydowych o stopniu spienienia Prezentowane analizy stanowią pierwszy etap prac badawczych nad modelowaniem pian wypełniających pustki powstałe w wyniku obwałów stropu, a uzyskane parametry materiałowe mogą być przyjęte w kolejnych, bardziej skomplikowanych analizach. Prace badawcze zrealizowano w ramach działalności statutowej GIG o numerze Literatura BUKOWSKA M Skłonność górotworu do tąpań Geologiczne i geomechaniczne metody badań. Główny Instytut Górnictwa, Katowice. COSMOS/M User s Guide, Structural Research & Analysis Corp. Los Angeles, USA DYLĄG Z., JAKUBOWICZ A., ORŁOŚ Z Wytrzymałość materiałów. Wydawnictwa Naukowo-Techniczne, Warszawa. FRITH R Recovering from Major Roof Cavities on the Longwall Face A Current Perspective Coal Operators Conference, University of Wollongong & the Australasian Institute of Mining and Metallurgy. JĘDRUSINSKI J., MAKARSKI S., RASEK M., WĘZIK W Endogenous fire prevention by spraying and injection - Conference Reinforcement, sealing and anchoring of rock massive and building structures, February, Ostrava, Czech Republic. KIDYBIŃSKI, A Podstawy geotechniki kopalnianej. Wyd. Śląsk, Katowice. MAJCHERCZYK T., MAŁKOWSKI P Badania szczelinowatości skał stropowych endoskopem otworowym. Miesięcznik WUG nr 2. NIEZGODZIŃSKI M. E., NIEZGODZIŃSKI T Wytrzymałość materiałów. Wydawnictwo Naukowe PWN. Warszawa. PILECKI Z Wyznaczanie parametrów górotworu na podstawie klasyfikacji geotechnicznych. Kraków. RAKOWSKI G., KACPRZYK Z Metoda elementów skończonych w mechanice konstrukcji. Oficyna Wydawnicza Politechniki Warszawskiej, Warszawa. RUSIŃSKI E Metoda elementów skończonych. System COSMOS/M. Wydawnictwa Komunikacji i Łączności, Warszawa. Artykuł wpłynął do Redakcji - luty 2016 Artykuł zaakceptowano do druku WARTO WIEDZIEĆ Jaki jest - wg danych za III kw roku koszt wytwarzania jednej megawatogodziny MWh energii elektrycznej z różnych nośników. ZAPAMIĘTAJMY węgiel brunatny 130,40 zł (100%) woda 164,20 zł (126%) węgiel kamienny 172,30 zł (133%) wiatr 210,90 zł (162% gaz 241,20 zł (185%) biomasa 367,90 (283%) wobec niedoboru zasobów wody węgiel jest naszym najtańszym źródłem energii, a górnictwo węgla brunatnego i kamiennego to strategiczne sektory całej gospodarki na wiele dziesięcioleci. Gospodarstwo domowe zużywa około 1000 kwh/osobę (= 0,001 MWh)

57 Nr 9 PRZEGLĄD GÓRNICZY 55 UKD : : Parametry techniczne systemu monitorowania pracy stojaków ciernych w świetle wyników badań stateczności wyrobiska korytarzowego Technical parameters of the system for monitoring the operation of frictional props in the light of the results of tests on roadway stability mgr inż. Daniel Chlebek* ) dr inż. Krzysztof Turczyński* ) Treść: Korzystając z opublikowanych wyników pomiarów zmian obciążenia obudowy wyrobiska korytarzowego spowodowanego, zarówno czynnikami naturalnymi, jak i eksploatacją górniczą, określono zakres zmian podporności i zsuwów indywidualnych stojaków ciernych, stosowanych celem wzmocnienia obudowy wyrobiska oraz oszacowano zakres pomiarowy czujników monitorujących obciążenie i zsuw stojaka. Zaprezentowano koncepcję systemu monitorowania obciążenia obudowy korytarzowej poprzez pomiary podporności stojaka ciernego oraz jego zsuwu. Abstract: Basing on the published measurements of changes in load on roadway roof support, caused both by natural phenomena and mining processes, the range of changes of load-bearing capacity and yield of individual frictional props, which are used to strengthen the roadway roof support, was determined as well as the measuring range of sensors monitoring the load and yield of a prop estimated. A concept of the system for monitoring the load on roadway roof support, through the measurements of load-bearing capacity and yield of frictional prop, is presented. Słowa kluczowe: górnictwo, obudowa wyrobisk, stojak cierny, system monitorowania Key words: mining industry, roadway support, frictional prop, monitoring system 1. Wprowadzenie Utrzymanie wymaganego przekroju poprzecznego i zabezpieczenie ludzi i maszyn przed odłamkami skalnymi obrywającymi się z ociosów i stropu, wymaga zachowania stateczności obudowy wyrobiska korytarzowego. Stateczność wyrobiska jest związana z odkształcającym się w czasie górotworem, co przejawia się zaciskaniem jego przekroju poprzecznego. Przyjmuje się, że wyrobisko jest stateczne, gdy procesy mechaniczne, które zachodzą w układzie obudowa - górotwór mają przebieg kontrolowany (Chudek 1986, Chudek, Duży 2006). Zachowanie stateczności wyrobiska wymaga właściwego doboru obudowy współpracującej z otaczającym górotworem (Domańska 2008) (posiadającej odpowiednią nośność, umożliwiającą przejęcie obciążenia zewnętrznego oraz, co jest bardzo * ) Instytut Techniki Górniczej KOMAG, Gliwice istotne w przypadku zalegania w sąsiedztwie wyrobiska skał o własnościach reologicznych, również określonej podatności). Jednym ze sposobów wzmacniania obudowy korytarzowej z łuków stalowych jest stosowanie dodatkowych elementów w postaci obudowy kotwowej bądź stojaków indywidualnych i podciągów. W rejonie skrzyżowania ściany z chodnikiem najczęściej wzmacnia się obudowę korytarzową za pomocą stojaków ciernych. Z prowadzonych obserwacji wynika, że podporność stojaków ciernych po ich zabudowaniu może zmieniać się w stosunkowo dużym zakresie, od maksymalnej wartości do podporności bliskiej zeru, skutkującej całkowitym zluzowaniem stojaka (Nierobisz 2012, Prusek 1999, Prusek, Rajwa 1999). Zmiany te mają istotny wpływ na podporność obudowy chodnika przyścianowego, a tym samym na stateczność wyrobiska i w konsekwencji na bezpieczeństwo pracy na skrzyżowaniu ściany z chodnikiem. Podstawową trudność w podejmowaniu działań zmierzających do zapobieżenia niekorzystnym zmianom podporności obudowy chodnika przyścianowego, spowodowanym niewielką podpornością

58 56 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2016 indywidualnych stojaków ciernych, stanowi brak możliwości monitorowania podporności stojaków indywidualnych w rejonie skrzyżowania ściany z chodnikiem. Zaprojektowanie odpowiedniego systemu monitoringu wymagało przeanalizowania wpływu czynników naturalnych i technicznych na jego obciążenie i stateczność, a w szczególności na zmiany podporności stojaków (Chlebek i in. 2012, Prusek 2008b). Opracowanie systemu monitorowania podporności indywidualnych stojaków ciernych jest możliwe pod warunkiem określenia zakresu pomiarowego czujników stosowanych w tym systemie. Podstawowym źródłem informacji o obciążeniu przenoszonym przez stojaki stosowane w obudowie wyrobisk korytarzowych, są wyniki pomiarów wykonanych w wyrobiskach. Biorąc powyższe pod uwagę, przeanalizowano wyniki pomiarów obciążenia stojaków indywidualnych oraz obciążenia odrzwi obudowy korytarzowej stosowanej w różnych warunkach naturalnych i technicznych. 2. Czynniki wpływające na stateczność wyrobiska Określenie zależności pomiędzy obciążeniem obudowy wyrobiska a warunkami w jakich jest ono prowadzone jest zagadnieniem złożonym ze względu na wiele czynników. Zagadnienie to było przedmiotem prac wielu badaczy, którzy analizowali obciążenie wyrobiska i jego stateczność. Wyróżnia się następujące czynniki naturalne wpływające na zachowanie stateczności wyrobiska (Olechowski 2012): rodzaj skał, w szczególności ich własności fizykomechaniczne oraz reologiczne, nachylenie warstw górotworu względem wyrobiska i zawodnienie górotworu, głębokość zalegania pokładu, zaburzenia tektoniczne, aktywność sejsmiczna górotworu. Spośród czynników technologicznych można wymienić (Olechowski 2012): sposób urabiania skał, kształt i wielkość przekroju poprzecznego wyrobiska, rodzaj zastosowanej obudowy i jej wykonanie, czas istnienia wyrobiska i jego lokalizacja względem innych wyrobisk. W przypadku, gdy zachowanie stateczności wyrobiska wymaga wzmocnienia obudowy, stosuje się dodatkowo indywidualne stojaki cierne. Mają one zastosowanie szczególnie często w strefach zagrożenia tąpaniami oraz odcinkach wyrobisk usytuowanych w rejonie zwiększonego obciążenia górotworu, spowodowanego wpływem innych wyrobisk w jego otoczeniu. 3. Pomiary obciążenia stojaków ciernych Szerokie badania wpływu obciążenia dynamicznego na wyrobisko opisał Nierobisz (2012). Przedmiotem badań była identyfikacja obciążenia obudowy wyrobiska korytarzowego w warunkach wstrząsów górotworu. Obciążenie wyrobiska korytarzowego identyfikowano poprzez pomiar podporności indywidualnych stojaków ciernych, ich zaciskania oraz zaciskania łuków obudowy korytarzowej. Pomiary obciążenia stojaków wykonywano za pomocą przetworników siły umieszczonych pod stopami stojaków pomiędzy dwoma płytami stalowymi o grubości 8 mm (Nierobisz 2012). Stojak stawiano na górnej płycie, a następnie rozpierano. Sygnały z przetworników, zamontowanych pod stojakami (rys. 1) przesyłano na powierzchnię, gdzie w sposób ciągły rejestrowano ich obciążenie. Rys. 1. Sposób zabudowy przetworników pod stojakami (Nierobisz 2012); 1-stopa stojaka SV, 2-płyta górna, 3-przetwornik siły, 4-płyta dolna Fig. 1. Method for installation of transducers under the props (Nierobisz 2012); 1-prop base SV, 2-upper plate, 3-force transducer, 4-lower plate Przetworniki z nadajnikami służącymi do przesyłania sygnałów pomiarowych kopalnianymi liniami transmisyjnymi wchodziły w skład części dołowej systemu obserwacji obciążenia obudowy SOOB, służącego do rejestracji, transmisji i analizy obciążenia statycznego i dynamicznego obudowy wyrobisk podziemnych. Pomiar zsuwu wykonywano między górną częścią stojaka a płytą oporową. W trakcie pomiarów trwających 84 dni odległość stojaków od frontu ściany zmieniała się w przedziale od 260 m do 110 m. W wyniku przeprowadzonych badań stwierdzono, że: maksymalne obciążenie statyczne stojaków zabudowanych w sąsiednich odrzwiach obudowy w trakcie 75 dni badań zmieniło się w zakresie od 114 kn do 271 kn, maksymalny przyrost obciążenia zarejestrowany w trakcie wstrząsów o energii od 6x10 5 J do 1x10 6 J, zmieniał się w przedziale od 2,31 kn do 7,03 kn, całkowity zsuw stojaka odnotowany w trakcie badań mieścił się w przedziale od 5 do 47 mm. W pracy (Nierobisz 2012) stwierdzono, że dotkliwą niedogodnością zastosowanego systemu pomiarowego była jego zależność od dostępności i bezawaryjności kopalnianej linii transmisyjnej, za pomocą której przesyłano sygnały pomiarowe na powierzchnię. Czynnik ten miał istotny wpływ na lokalizację poligonów pomiarowych oraz czas realizacji pomiarów. Przypuszczalnie również z tego powodu w pracy (Nierobisz 2012) nie ustalono związku pomiędzy zarejestrowaną podpornością i zsuwem stojaka a warunkami geologiczno-górniczymi panującymi w wyrobisku. W pracach (Prusek 1999, Prusek, Rajwa 1999) omówiono wyniki badań podporności stojaków zabudowanych w chodnikach przyścianowych utrzymywanych za frontem ściany. Podobnie jak w przypadku badań przedstawionych w pracy (Nierobisz 2012), obciążenie stojaka rejestrowano za pomocą dynamometru umieszczonego pod stopą stojaka. Stwierdzono, że podporność stojaków usytuowanych na odcinku chodnika przed frontem ściany wynosiła od 87 kn do 233 kn, natomiast w chodniku utrzymywanym za frontem ściany, od 233 kn do 282 kn. W pracach (Prusek 1999, Prusek, Rajwa 1999) nie przedstawiono wpływu czynników zewnętrznych na zakres zmienności podporności stojaków.

59 Nr 9 PRZEGLĄD GÓRNICZY 57 Na podstawie cytowanych wyników pomiarów podporności stojaków ciernych można stwierdzić, że podporność stojaka zabudowanego w wyrobisku zmienia się stosunkowo w dużym zakresie, wynoszącym około 60% podporności stojaka ciernego. Oprócz odcinków wyrobisk zagrożonych występowaniem wstrząsów górotworu, stojaki cierne są często stosowane w rejonach wzmożonego obciążenia obudowy, spowodowanego innymi wyrobiskami lub eksploatacją górniczą w jej otoczeniu. Ponieważ w literaturze nie opublikowano wyników pomiarów obciążenia przenoszonego przez indywidualne stojaki cierne zabudowane w tych warunkach, to ustalając zakres pomiarowy i wymaganą dokładność pomiaru czujnika podporności stojaka i czujnika pomiaru zsuwu, przyjęto założenie, że procentowe zmiany podporności stojaka indywidualnego, spowodowane zmianą obciążenia wyrobiska, będą analogiczne do procentowych zmian obciążenia odrzwi obudowy wyrobiska korytarzowego, w którym stojaków nie zabudowano. Przykładowo, w pracach (Prusek 2008a, 2008b) opisano system pozwalający na ciągły monitoring pracy obudowy wyrobiska korytarzowego. W skład systemu wchodził szereg czujników pomiarowych, za pomocą których wyznaczano następujące wielkości: obciążenie obudowy łukowej, deformacje odrzwi, zsuwy w złączach ciernych, obciążenie obudowy kotwowej oraz wartości sił występujących w śrubach w złączu ciernym. Na rys. 2 przedstawiono ogólny schemat opracowanego systemu monitoringu z rozmieszczeniem poszczególnych czujników pomiarowych. Do pomiaru obciążenia obudowy łukowej zastosowano dynamometry hydrauliczne umieszczone pomiędzy odrzwiami a skałami otaczającymi wyrobisko. Pomiar zsuwu w złączach ciernych realizowano za pomocą czujników drogi. W zależności od usytuowania dynamometrów hydraulicznych na odrzwiach obudowy, zarejestrowano następujące obciążenia: pod łukami ociosowymi 95,3 kn i 32,5 kn, na łuku stropnicowym 23,5 kn, 13,9 kn i 11,8 kn, na łukach ociosowych 0 kn. Zdaniem S. Pruska (2008a, 2008b), jedną z głównych przyczyn zarejestrowania tak niskich wartości obciążenia, było prawdopodobnie zakończenie pomiarów w odległości około 50 m przed frontem ściany, co oznacza, że stanowisko pomiarowe nie znalazło się jeszcze w strefie zwiększonych naprężeń eksploatacyjnych (Prusek 2008b). Ponieważ w trakcie pomiarów obciążenie przenoszone od strony górotworu przez łuki ociosowe było nieznaczne, to wskazania dynamometrów zabudowanych nad łukiem stropnicowym można potraktować jako miarę obciążenia przenoszonego przez stojak indywidualny, który byłby zabudowany pod tym łukiem stropnicowym. W pracy (Prusek 2005) analizowano wpływ bezpośredniego oddziaływania dwóch frontów eksploatacji na obudowę chodnika międzyścianowego, zlokalizowanego pod zrobami zawałowymi (rys. 3). Przedmiotem analizy były parametry charakteryzujące zaciskanie obudowy wyrobiska. Chodnik był utrzymywany na całej długości za frontem pierwszej ściany, a za kolejną ścianą wyrobisko to likwidowano. W chodniku stosowano obudowę łukową ŁP. Odrzwia obudowy na całej długości wyrobiska stabilizowano dodatkowo podciągiem wykonanym z kształtownika V. Jako wzmocnienie obudowy stosowano, w odległości około 30 m przed frontem ściany, podciąg drewniany w osi, podbudowany pod każdymi odrzwiami stojakami ciernymi typu Valent. Za frontem ściany obudowę wzmacniano za pomocą podciągu drewnianego w osi chodnika, który podbudowywano na przemian stojakami ciernymi i drewnianymi. Rys. 2. Schemat systemu monitoringu wyrobiska korytarzowego (Prusek 2008a): 1-komputer, 2-moduł foto do pomiaru deformacji, 3-moduły laserowe, 4 i 5-dynamometry hydrauliczne, 6-czujniki do pomiaru zsuwu, 7-czujniki obciążenia kotwi, 8-czujniki do pomiaru siły w śrubach strzemion Fig. 2. Scheme of system for monitoring the roadway (Prusek 2008a): 1-computer, 2- photo module for measurement of deformation, 3-laser modules, 4 and 5-hydraulic dynamometers, 6-yield measuring sensors, 7-sensors of load to bolt, 8-sensors for measurement of force in bolts of stirrups

60 58 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2016 Rys. 3. Wycinek mapy pokładu, w którym zlokalizowane były analizowane ściany (Prusek 2005) Fig. 3. Section of map of seam in which the analysed longwall panels were located (Prusek 2005) Pomiary wykonywane w wyrobisku dotyczyły wyłącznie jego zaciskania. W tabeli 1 zestawiono maksymalne wartości zaciskania wyrobiska zarejestrowane w poszczególnych bazach pomiarowych w trakcie przemieszczania się ścian 1 i 2. Wyniki pomiarów z obu baz pomiarowych nieznacznie różnią się od siebie w sytuacji, gdy front ściany znajdował się w podobnej odległości od bazy pomiarowej. Widoczny jest również wpływ otoczenia chodnika na jego deformację. W przypadku, gdy do bazy pomiarowej zbliżał się front ściany 1, badany chodnik z obu stron otoczony był calizną węglową. Większe wartości zaciskania, spowodowane oddziaływaniem frontu ściany 2, wynikają z faktu, że w tym samym czasie z jednej strony chodnika znajdowały się zroby zawałowe. Wyniki pomiarów zaciskania wyrobiska przekładały się bezpośrednio na zaciskanie stojaków ciernych. W zależności od usytuowania frontu ścianowego, zmieniało się ono w dużym zakresie. Pomiar zaciskania stojaka ciernego jest łatwiejszy do wykonania niż pomiar parametrów charakteryzujących zaciskanie całych odrzwi. Ponieważ zaciskanie obudowy wyrobiska jest zależne od przenoszonego obciążenia górotworu, to można w uproszczeniu przyjąć, że zaciskanie stojaka jest parametrem charakteryzującym zmiany obciążenia przenoszonego przez obudowę wyrobiska. W pracy (Majcherczyk i in. 2009) przedstawiono wyniki badań obciążenia i deformacji obudowy wyrobiska korytarzowego poddanego wpływom eksploatacji pokładu znajdującego Tabela1. Zestawienie maksymalnych wartości zaciskania wyrobiska (Prusek 2005) Table 1. List of maximum roadway convergence values (Prusek 2005) MAKSYMALNE WARTOŚCI ZACISKANIA WYROBISKA BAZA POMIAROWA 1 BAZA POMIAROWA 2 BIEG ŚCIANY 1 BIEG ŚCIANY 2 BIEG ŚCIANY 1 BIEG ŚCIANY 2 A B C D E PIONOWE POZIOME WYPIĘTRZANIE SPODKA A odległość bazy pomiarowej od czoła ściany zawierała się od 95 m do zrównania się z czołem ściany, B czoło ściany usytuowane około 150 m za bazą pomiarową, C odległość czoła ściany zawierała się od 300 m przed bazą pomiarową do około 0,5 m za bazą pomiarową, D odległość bazy pomiarowej około 280 m za czołem ściany 1, E odległość bazy pomiarowej około 0,5 m przed czołem ściany 2.

61 Nr 9 PRZEGLĄD GÓRNICZY 59 się wyżej. Schematyczne usytuowanie chodnika badawczego i ściany eksploatacyjnej przedstawiono na rys. 4. Badania obejmowały m.in. pomiary obciążenia odrzwi obudowy oraz pomiary konwergencji. Chodnik o wybiegu 868 m wykonano w obudowie łukowej ŁP o rozstawie odrzwi 0,75 m. Na długości chodnika założono dwie bazy pomiarowe na odcinkach, na których zwiększono rozstaw odrzwi, a strop wzmocniono w każdym polu pomiędzy odrzwiami dwoma kotwami strunowymi o długości 4,5 m. Rys. 4. Schemat lokalizacji chodnika badawczego (Majcherczyk i in. 2009) Fig. 4. Scheme of location of the tested roadway (Majcherczyk i in. 2009) W tabeli 2 zestawiono wartości obciążenia odrzwi zanotowane w poszczególnych seriach pomiarowych, realizowanych w trakcie eksploatacji ściany. Tabela 2. Zestawienie wartości obciążenia odrzwi w zależności od odległości czoła ściany (Majcherczyk i in. 2009) Table 2. List of loads on steel arches depending on the distance from roadway face (Majcherczyk i in. 2009) BAZA POMIAROWA 1 BAZA POMIAROWA 2 ODLEGŁOŚĆ OD CZOŁA ŚCIANY [m] OBCIĄŻENIE ODRZWI [kn] ODLEGŁOŚĆ OD CZOŁA ŚCIANY [m] OBCIĄŻENIE ODRZWI [kn] Wartości obciążenia odrzwi zarejestrowane w badanym chodniku porównano z wynikami analogicznych pomiarów zrealizowanych w chodniku przyścianowym, utrzymywanym za frontem ściany. Stwierdzono, że stan chodnika poddanego działaniu czynnego frontu ściany, prowadzonej w pokładzie znajdującym się wyżej, jest bardzo zbliżony do przypadku chodnika przyścianowego utrzymywanego za frontem ściany. Deformacja obudowy w obu przypadkach była jednak odmienna. W analizowanym przypadku maksymalne deformacje wystąpiły już przed zbliżającym się frontem, podczas gdy w wyrobiskach przyścianowych miało to miejsce kilkadziesiąt metrów po przejściu ściany. Przebieg zaciskania wyrobiska analizowany w pracach (Majcherczyk i in. 2009, Prusek 2005) był quasistatyczny. Utrata stateczności wyrobiska może mieć również przebieg dynamiczny: skokowy, związany z czasowym wystąpieniem dodatkowych czynników wpływających na stan naprężenia i odkształcenia skał lub gwałtowny, związany z nagłym wyzwoleniem się energii nagromadzonej w górotworze. Problemy związane ze statecznością wyrobisk w warunkach obciążenia dynamicznego przedstawiono na przykładzie chodnika zlokalizowanego w polu eksploatacyjnym, w którym prowadzona była intensywna eksploatacja górnicza (Chudek, Duży 2006). Chodnik zlokalizowany był na głębokości około 810 m i miał długość około 900 m. W wyniku zmiany kolejności eksploatacji poszczególnych partii pokładów chodnik poddawany był dodatkowo wpływom eksploatacji nadbierającej. Wyniki pomiarów wykazały wpływ dwóch grup czynników na stateczność wyrobiska. Zasadniczy wpływ na stateczność chodnika miała eksploatacja prowadzona powyżej niego. Na podstawie pomiarów wykonanych w chodniku przeprowadzono makroskopową ocenę stopnia deformacji obrysu wyłomu wyrobiska i makroskopową ocenę stopnia deformacji obudowy wyrobiska. Wyznaczono również konwergencję pionową i poziomą wyrobiska, przemieszczenia w złączach ciernych odrzwi stalowej obudowy łukowej podatnej. W badanym chodniku wyznaczono trzynaście stacji pomiarowych, zlokalizowanych na długości wyrobiska, w odległości co 50 m. Lokalizowano je ze znacznym wyprzedzeniem w stosunku do postępującego frontu eksploatacyjnego ściany nadbierającej. Obserwacje prowadzono do momentu zaniku oddziaływania eksploatacji górniczej na wyrobisko (odejścia frontu eksploatacyjnego na odległość kilkuset metrów). Stwierdzono, że deformacje obudowy wyrobiska charakteryzują się znaczną zmiennością. Oprócz pomiarów zaciskania, prowadzono także pomiary zsuwu w złączach ciernych odrzwi obudowy łukowej. Stwierdzono mocne zróżnicowanie wartości zsuwu w złączach. W części złączy nie stwierdzono zsuwów, a w złączach, w których zsuwy stwierdzono, ich wartości wynosiły od kilku do 580 mm. Pomiary wykonane w analizowanym wyrobisku umożliwiły także określenie wpływu wstrząsów górotworu na otoczenie wyrobiska chodnikowego. Wystąpienie wstrząsów skutkowało wyraźnie niesymetrycznym występowaniem zaciskania lewego bądź prawego ociosu. Olechowski (2012), korzystając z przeprowadzonej analizy deformacji obudowy wyrobisk przygotowawczych, poddanych wybranym wpływom czynników górniczych i geologicznych, zarejestrowanych podczas badań kopalnianych, zaproponował stworzenie klasyfikacji w celu określania stref wyrobisk korytarzowych zagrożonych deformacjami obudowy. Przyjął, że na utrzymanie wyrobisk przygotowawczych wpływają następujące czynniki: wskaźnik oddziaływania wstrząsu górotworu, wielkość rozwarstwień warstw stropowych, zasięg strefy spękań, występowanie resztek i krawędzi, nakładanie się krawędzi, aktywność sejsmiczna i zaburzenia w pokładzie. Na podstawie wyników badań stwierdził, że dla wyrobisk przygotowawczych będących w fazie drążenia można wyznaczyć strefy, w których utrzymanie obudowy wyrobiska będzie utrudnione. Wyznaczenie jeszcze przed rozpoczęciem robót eksploatacyjnych strefy tzw. szczególnego zagrożenia deformacjami obudowy, daje możliwość wzmocnienia obudowy wyrobiska z odpowiednim wyprzedzeniem czasowym. Algorytm oceny zagrożenia deformacjami obudowy wyrobiska przygotowawczego poddanego wpływom eksploatacji został zbudowany na podstawie not punktowych przypisanych poszczególnym czynnikom wpływającym na deformacje obudowy wyrobiska. Wyróżniono trzy stopnie zagrożenia, dla których w zależności od wagi czynników wpływających na utratę jego funkcjonalności, zaproponowano różne sposoby wzmacniania obudowy wyrobiska, m.in. za pomocą indywidualnych stojaków ciernych. Dodatkowo stwierdzono, że nawet jeżeli sumaryczna liczba punktów określająca stan wyrobiska jest niska, ale jeden z czynników uwzględnionych w opisie stanu wyrobiska osiąga maksymalną wartość punktową, należy rozważyć wzmocnienie obudowy chodnika.

62 60 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2016 Przedstawiona metoda określania stref szczególnego zagrożenia deformacjami obudowy w przypadku wyrobisk przyścianowych umożliwia wyznaczenie w analizowanym rejonie eksploatacyjnym stref, w których konieczne będzie wzmocnienie obudowy. Zarówno rodzaj, jak i sposób wzmocnienia zależy od spodziewanego oddziaływania górotworu. Zastosowanie w praktyce proponowanej metody racjonalizuje działania podejmowane dla zachowania funkcjonalności wyrobiska. Czynnikiem uzupełniającym ocenę zastosowanego wzmocnienia obudowy wyrobiska poprzez zabudowanie w nim dodatkowych indywidualnych stojaków ciernych, byłyby wyniki monitorowania podporności i zsuwu tych stojaków. Zastosowanie systemu monitoringu podporności stojaków, obejmującego również pomiary zaciskania, umożliwiłyby sformułowanie wniosków dotyczących zmian obciążenia obudowy wyrobiska i zachowania jego stateczności. Dzięki pomiarowi podporności stojaka indywidualnego można również wyeliminować przypadki luzowania już zabudowanych stojaków indywidualnych. 4. Koncepcja systemu ostrzegania przed nadmiernym obciążeniem Wyniki badań przedstawionych w cytowanych pracach upoważniają do stwierdzenia, że oddziaływanie górotworu, zarówno quasistatyczne, jak również dynamiczne, spowodowane eksploatacją górniczą lub przyczynami naturalnymi, skutkuje znaczącymi zmianami obciążenia przenoszonego przez obudowę wyrobiska korytarzowego oraz jego zaciskaniem. Pomiary parametrów charakteryzujących obciążenie przenoszone przez obudowę można zatem wykorzystać do budowy systemu ostrzegania przed nadmiernym obciążeniem skutkującym utratą funkcjonalności wyrobiska. Analizując możliwość wykorzystania do monitorowania obciążenia obudowy poszczególnych jej elementów (odrzwia obudowy chodnikowej, obudowa kotwowa, indywidualne stojaki hydrauliczne, indywidualne stojaki cierne), stwierdzono, że najkorzystniej będzie zastosować indywidualne stojaki cierne lub hydrauliczne, wyposażając je w specjalistyczne czujniki. Ponieważ indywidualne stojaki cierne są powszechnie stosowane do wzmacniania istniejącej obudowy korytarzowej wyrobiska, założono, że system monitorowania obciążenia wyrobiska korytarzowego powinien składać się ze specjalnie opomiarowanych stojaków ciernych. Na rys. 5 przedstawiono, opracowaną w ITG KOMAG, koncepcję głowicy pomiarowej służącej do wyznaczania podporności indywidualnego stojaka ciernego za pomocą przetwornika ciśnienia cieczy roboczej (Praca ). Założono, że czujnik podporności indywidualnego stojaka ciernego powinny charakteryzować następujące parametry: zakres pomiarowy do 500 kn, dokładność pomiaru siły ±0,5 kn, pasmo przenoszenia do 1 khz. Istotnym parametrem charakteryzującym obciążenie wyrobiska jest zsuw stojaka. Czujnik rejestrujący zsuw stojaka ciernego powinien posiadać następujące parametry: zakres pomiarowy do 1 m, dokładność pomiaru ±0,04%. Indywidualny stojak cierny, wyposażony w układy pomiarowo-rejestrujące jego podporność i zsuw, może być wykorzystany w układach monitorujących: obciążenie wyrobiska do którego z różnych przyczyn, okresowo dostęp nie jest możliwy, stan zagrożenia tąpnięciem w wyrobisku korytarzowym, Rys. 5. Głowica pomiarowa stojaka ciernego (Praca ) Fig. 5. Measuring head of frictional prop (Praca ) obciążenie wyrobiska usytuowanego w rejonie oddziaływania eksploatacji w pokładach wyżej lub niżej leżących. W zależności od celu stosowania systemu monitorowania pracy indywidualnych stojaków ciernych, zmianie uległyby takie parametry układu jak: częstotliwość próbkowania, częstotliwość archiwizacji zarejestrowanych sygnałów pomiarowych oraz system bezprzewodowej transmisji danych. 5. Podsumowanie Analiza wyników pomiarów obciążenia przenoszonego, zarówno przez stojaki indywidualne, jak również przez obudowę wyrobiska, umożliwiła określenie zakresu pomiarowego czujnika podporności stojaka ciernego i jego zsuwu. Koncepcję głowicy pomiarowej na indywidualnym stojaku ciernym opracowano w ITG KOMAG. Umożliwią one, zarówno prowadzenie prac badawczych, jak również budowę systemów monitorowania obudowy wyrobiska korytarzowego. Stojak, wyposażony w układy pomiarowo-rejestrujące jego podporność i zsuw, może być wykorzystany w układach monitorujących: obciążenie wyrobiska o utrudnionym dostępie, stan zagrożenia tąpnięciem w wyrobisku korytarzowym lub obciążenie wyrobiska usytuowanego w rejonie oddziaływania eksploatacji w pokładach wyżej lub niżej leżących. Parametry modułu rejestracji i transmisji danych należałoby indywidualnie dobrać w zależności od celu badań. Dotyczy to w szczególności pomiarów parametrów charakteryzujących pracę stojaka ciernego w warunkach występowania wstrząsów górotworu, gdyż z dotychczas przeprowadzonych badań wynika, że zmiany podporności stojaków ciernych, zarejestrowanych w tych warunkach są niewielkie.

63 Nr 9 PRZEGLĄD GÓRNICZY 61 Literatura CHLEBEK D., MAZUREK K., SZWEDA S Monitorowanie pracy stojaków ciernych. Maszyny Górnicze nr 1, s CHUDEK M Obudowa wyrobisk górniczych. Część 1, Obudowa wyrobisk korytarzowych i komorowych. Wyd. 2 przerobione i uzupełnione. Wydawnictwo Śląsk, Katowice. CHUDEK M., DUŻY S Wpływ ciśnienia dynamicznego górotworu na zachowanie się wyrobiska korytarzowego. Górnictwo i Geologia, nr 1, s DOMAŃSKA D Uwagi o projektowaniu obudowy podziemnego wyrobiska korytarzowego w aspekcie zachowania jego stateczności. Materiały na konferencję: Geotechnika - Geotechnics, XIII Międzynarodowe Sympozjum, Część I: polska, Gliwice - Ustroń, października 2008, s MAJCHERCZYK T., NIEDBALSKI Z., MAŁKOWSKI P., KOLIŃSKI K Stateczność wyrobiska korytarzowego poddanego wpływowi eksploatacji pokładu wyżej leżącego. Bezpieczeństwo Pracy i Ochrona Środowiska w Górnictwie. Miesięcznik WUG, nr 8(180), s NIEROBISZ A Rola obudowy w utrzymywaniu wyrobisk korytarzowych w warunkach zagrożenia tąpaniami. Prace Naukowe GIG nr 887. Katowice. OLECHOWSKI S Wpływ zaszłości eksploatacyjnych oraz aktywności sejsmicznej górotworu na utrzymanie wyrobisk przygotowawczych w pokładach węgla kamiennego. Rozprawa doktorska. Akademia Górniczo-Hutnicza im. Stanisława Staszica, Wydział Górnictwa i Geoinżynierii, Katedra Geomechaniki, Budownictwa i Geotechniki. Kraków. Praca zbiorowa System ostrzegania i monitorowania parametrów pracy stojaków indywidualnych. Praca statutowa ITG KOMAG (niepublikowana). ITG KOMAG. Gliwice. PRUSEK S Wybrane wyniki pomiarów dołowych w chodnikach przyścianowych. Przegląd Górniczy nr 11, s PRUSEK S Deformacje chodnika międzyścianowego zlokalizowanego pod zrobami zawałowymi. Bezpieczeństwo Pracy i Ochrona Środowiska w Górnictwie. Miesięcznik WUG nr 11(135), s PRUSEK S. 2008a - Możliwości monitoringu obudowy wyrobisk korytarzowych. Bezpieczeństwo Pracy i Ochrona Środowiska w Górnictwie. Miesięcznik WUG nr 9(169), s PRUSEK S. 2008b - Rozwinięty system monitoringu obudowy wyrobisk korytarzowych. Prace Naukowe GIG. Górnictwo i Środowisko. Wydanie Specjalne nr III, s PRUSEK S., RAJWA S Wyniki pomiarów z chodników przyścianowych utrzymywanych za frontem eksploatacji. Prace Naukowe GIG nr 31. Katowice. Artykuł wpłynął do Redakcji - luty 2016 Artykuł zaakceptowano 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!

64 62 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2016 UKD : : Kształtowanie się wartości parametrów niecki obniżeniowej w zależności od usytuowania linii obserwacyjnej względem krawędzi eksploatacji Shaping of subsidence trough parameters depending on the position of observation line in relation to exploitation edges Dr inż. Aleksandra Mierzejowska * ) Dr inż. Jolanta Kowalska-Kwiatek* ) Treść: Prawidłowe wyznaczenie wartości parametrów przyjętego modelu obliczeniowego pozwala z dużą dokładnością określić wskaźniki opisujące proces deformacji terenu górniczego. W przypadku geometryczno-całkowych teorii wyróżnić można trzy podstawowe parametry, tj.: parametr zasięgu wpływów tgβ, współczynnik eksploatacyjny a oraz tzw. obrzeże eksploatacyjne d. Najczęściej parametry te wyznacza się na podstawie dopasowania profilu niecki teoretycznej do niecki rzeczywistej, stosując metodę najmniejszych kwadratów. Ich wartości zależą w dużej mierze od położenia linii pomiarowej względem parceli eksploatacyjnej. W artykule przeanalizowano trzy warianty obliczeniowe, w których uwzględniono różnorodne usytuowanie linii pomiarowej względem pola eksploatacyjnego. Dla każdego przypadku określono średnie błędy wyznaczenia poszczególnych parametrów. Abstract: The correct determination of the parameters values of the selected calculation model allows to set with high accuracy the indicators describing the deformation process of the mining area. In geometric and integral theory three basic parameters could be distinguished: influence range parameter tgβ, exploitation factor a and so called exploitation edge d. These parameters are mostly determined based on the theoretical and real match of trough profile, using the method of least squares. Their values depend largely on the position of the measuring line in relation to the exploitation area. This paper examines three variants of calculations that include a variety of positions of the measuring line in relation to the exploitation field. For each case average errors designation of the individual parameters were determined. Słowa kluczowe: niecka obniżeniowa, wyznaczanie parametrów a, tgβ, A 1, błędy parametrów a, tgβ, A 1 Key words: subsidence trough, determination of parameters a, tgβ, A 1, the errors of parameters a, tgβ, A 1 1. Wprowadzenie Prognozowanie wpływu eksploatacji górniczej na powierzchnię terenu wymaga określenia wartości parametrów przyjętej teorii. Obecnie większość modeli obliczeniowych bazuje na założeniach geometryczno-całkowej teorii S. Knothego (1953). Wyróżnić w nich można trzy podstawowe parametry: a, tgβ, A 1, poprzez które uwzględniane są charakterystyczne dla danego rejonu warunki geologiczno-górnicze. Najczęściej ich wartości wyznacza się na podstawie geodezyjnych pomiarów niwelacyjnych, wykorzystując do tego metodę najmniejszych kwadratów. Autorzy prac (Białek, * ) Politechnika Śląska, Gliwice Mierzejowska 2012a, 2011, 2012b, Mielimąka 2009, 2013, Mierzejowska, Kowalska 2012, 2013, Mierzejowska 2010) wykazują, iż wartości parametrów oraz średnie błędy ich wyznaczenia zależą od wielu czynników, w tym również od usytuowania punktów pomiarowych względem konturu eksploatacyjnego. W artykule przeanalizowano wyniki pomiarów niwelacyjnych prowadzonych w czasie eksploatacji pokładu 338/2 przez jedną z kopalń GZW. Lokalizacja linii obserwacyjnej pozwoliła zarejestrować obniżenia opisujące całkowity profil niecki. Wartości parametrów przyjętego modelu obliczeniowego wyznaczono dla trzech różnych wariantów: uwzględniając obniżenia zarejestrowane na punktach położonych bezpośrednio nad krawędzią nieruchomą pola eksploatacyjnego, nad

65 Nr 9 PRZEGLĄD GÓRNICZY 63 krawędzią ruchomą oraz analizując obniżenia wszystkich punktów linii 2. W rozpatrywanych przypadkach obliczono również błędy średnie parametrów. Wzór (1), zaproponowany przez J. Białka, ma postać (1) 2. Charakterystyka rejonu badań W ramach artykułu przeanalizowano wyniki pomiarów obniżeń zarejestrowanych na punktach tworzących linię 2, zastabilizowanych na terenie jednej z kopalń GZW. Linia ta biegnie z zachodu na wschód, wzdłuż wybiegu ściany 1. Składa się ona z 45 punktów usytuowanych względem siebie w odległościach od 23 m do 50 m (średnio 42 m). W latach w rozpatrywanym rejonie eksploatację prowadzono w pokładzie 338/2 o średniej miąższości od 1,3 m do 2,3 m. W okresie tym, pokład ten eksploatowano kilkoma ścianami. Pokład 338/2 zalega na głębokości około 640 m i charakteryzuje się średnim nachyleniem około 5º w kierunku południowym. Nadkład o miąższości 50 m zbudowany jest z warstw czwartorzędowych oraz triasu. Czwartorzęd reprezentują gliny, iły i piaski, trias wapienie, piaskowce oraz mułowce, a karbon tworzą warstwy orzeskie zbudowane z warstw piaskowców różnoziarnistych, iłowców i mułowców. Usytuowanie punktów linii 2 względem krawędzi pól eksploatacyjnych przedstawiono na rysunku 1. Na rozpatrywanych punktach prowadzono cykliczne (w odstępach najczęściej dwumiesięcznych ) obserwacje geodezyjne, metodą niwelacji precyzyjnej. 3. Model obliczeniowy i jego parametry Przy wyborze modelu obliczeniowego kierowano się zasadą, aby przyjęty sposób opisu deformacji zapewnił optymalną aproksymację wyników pomiarów oraz zadowalający opis zarówno pełnych, jak i niepełnych niecek obniżeniowych. Powyższe postulaty oraz dobry opis wpływów bezpośrednich i wpływów dalekich zapewnia model J. Białka (1) (2003). Dodatkowym argumentem przemawiającym za użyciem tego modelu jest jego wszechstronne oprogramowanie przez autora. gdzie: A 1 = A obr parametr ujmujący asymetrię profilu niecki obniżeniowej; w(r 1 ), w(r 2 ) obniżenia obliczone ze wzoru S. Knothego (1953) dla promieni rozproszenia wpływów r 1 i r 2 ; A 3 = 6,667 bezwymiarowy parametr, ujmujący wpływ wcześniejszej eksploatacji na wielkość obniżenia; γ(r 1 ) odkształcenie oktaedryczne, wyznaczane dla A 2 = 0,25 (parametr określający udział drugich pochodnych obniżenia w wartości odkształcenia oktaedrycznego) ze wzoru a w 0,4 1,25 A 1 ; r 1 krótszy promień zasięgu wpływów; r 2 dłuższy promień zasięgu wpływów; r 2 = 2r 1. Wartość funkcji F(A 1 ) przedstawiono w tabeli 1. Tabela 1. Wartość funkcji F(A 1 ) (Białek 2003) Table 1. Value of function F(A 1 ) (Białek 2003) A1 0 0,050 0,100 0,150 0,200 0,250 0,300 F(A1) 0,800 0,844 0,916 1,003 1,099 1,200 1,303 Obniżenie końcowe w metodzie J. Białka (2003) stanowi sumę trzech składników, tj.: obniżeń liniowych, obliczonych dla dwóch różnych promieni rozproszenia wpływów oraz nieliniowej poprawki Δw. Wprowadzenie dwóch różnych (2) Rys. 1. Usytuowanie linii pomiarowej względem pól ścianowych Fig. 1. Location of the surveying line in relation to longwall fields

66 64 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2016 promieni rozproszenia wpływów umożliwia rozróżnienie tzw. wpływów bliskich, opisywanych przez parametr r 1 oraz wpływów dalekich, opisywanych przez parametr r 2. Pomimo tego, że wielkości r 1 i r 2 zależą od parametru A 1, maksymalne nachylenie, występujące w rejonie eksploatacji, jest takie samo jak przy jego obliczaniu wzorem S. Knothego. Umożliwia to wyznaczanie parametru tgβ w oparciu o znane powszechnie metody. Jak wynika ze wzoru (1), obniżenie końcowe można wyznaczyć przy wcześniejszej identyfikacji parametrów: a, a w, r 1, r 2, A 1, A 2, A 3. Przy tak dużej liczbie parametrów jest to bardzo trudne i dlatego autor metody podzielił powyższe parametry na dwie grupy: parametry podstawowe, możliwe do wyznaczenia w oparciu o wyniki pomiarów geodezyjnych oraz parametry stałe lub zależne od parametrów podstawowych. Do grupy pierwszej należą: a, tgβ, A 1. Pozostałe parametry zależą od A 1. Parametr A 1 jest w przypadku metody J. Białka parametrem stosowanym do opisu obrzeża eksploatacyjnego (2003). Obrzeże d jest w przybliżeniu proporcjonalne do parametru A 1 d = 1,2 A 1 r (3) Parametr A 1 definiowany jest za J. Zychem (1987) następująco W powyższym wzorze przez w k max należy rozumieć maksymalne obniżenie pełnej niecki obniżeniowej, zdefiniowane jako iloczyn współczynnika osiadania a i miąższości eksploatacyjnej g. Pomierzonym obniżeniem pełnej niecki obniżeniowej nad krawędzią eksploatacji jest w(x = 0). (4) gdzie: n liczba punktów pomiarowych; a w i teoretyczna wielkość obniżenia i-tego punktu pomiarowego, obliczana wzorem (1); w pi pomierzone obniżenie i-tego punktu; a współczynnik osiadania; tgβ parametr zasięgu wpływów; A 1 parametr obrzeża. Wartości parametrów: a, tgβ, A 1 wyznaczono rozpatrując trzy warianty usytuowania punktów pomiarowych (obliczeniowych) względem konturu eksploatacji górniczej. W poszczególnych przypadkach analizowano kolejno obniżenia opisujące skrzydło niecki od strony nieruchomej krawędzi, od strony krawędzi ruchomej oraz pełny profil niecki. Każdorazowo przy wyznaczaniu parametrów bazowano na wynikach pomiarów geodezyjnych, opisujących nieckę obniżeniową, wykształconą po zakończeniu eksploatacji. Rozkład obniżeń rzeczywistych i obniżeń obliczonych wzorem (1), dla przyjętych wariantów, przedstawiono na rysunkach 2-4. Wartości błędów średnich aproksymowanych parametrów wyznaczono poprzez obliczenie składowych macierzy wariancyjno-kowariancyjnej A (Drzęźla 1989), określonej wzorem D 2 (x) = (A T A) 1 σ 2 (w) (4) gdzie: D 2 (x) macierz wariancyjno-kowariancyjna; σ 2 (w) wariancja resztowa w modelu; A macierz pochodnych: (5) 4. Wyznaczenie parametrów modelu i ich błędów średnich Na podstawie wyników pomiarów geodezyjnych, geometrii pól eksploatacyjnych, miąższości oraz głębokości eksploatacji wyznaczono parametry przyjętego modelu: a, tgβ, A 1. Parametry te określono w oparciu o dopasowanie profilu niecki teoretycznej do niecki rzeczywistej. Stosując program TGB.EXE dokonano aproksymacji obniżeń terenu za pomocą modelu (1), uzyskując parametry: tgβ, A 1 i a, dla których wariancja resztowa osiąga wartość minimalną (5). Macierz A jest macierzą wartości pochodnych cząstkowych z obniżeń obliczonych w kolejnych punktach pomia- (5) Rys. 2. Kształt niecki obniżeniowej pomierzonej i obliczonej dla linii 2 Fig. 2. Shape of subsidence trough surveyed and calculated for line 2

67 Nr 9 PRZEGLĄD GÓRNICZY 65 Rys. 3. Kształt niecki obniżeniowej pomierzonej i obliczonej dla linii 2 skrzydło statyczne Fig. 3. Shape of subsidence trough surveyed and calculated for line 2 static wing Rys. 4. Kształt niecki obniżeniowej pomierzonej i obliczonej dla linii 2 skrzydło ruchome Fig. 4. Shape of subsidence trough surveyed and calculated for line 2 movable wing rowych względem kolejnych parametrów, o wymiarze n x 3, gdzie n jest liczbą punktów pomiarowych. W przypadku wyznaczania trzech parametrów, macierz wynikowa jest macierzą kwadratową o rozmiarze 3 x 3. Na głównej przekątnej tej macierzy znajdują się wariancje estymowanych parametrów: a, tgβ, A 1 - średnie błędy oszacowania parametrów (Barczak, Biolik 2003, Gruszczyński, Podgórska 2008). Wartości parametrów oraz ich błędy średnie zestawiono w tabeli 2. Na podstawie analizy wyników obliczeń zamieszczonych powyżej stwierdzono, że największa wartość parametru tgβ charakteryzuje profil skrzydła nieruchomego niecki. Nieco mniejszą wartość tego parametru uzyskano dla wariantu drugiego (wyniki pomiarów opisujące ruchome skrzydło niecki). Najmniejszą wartość parametru rozproszenia wpływów otrzymano, uwzględniając obniżenia wszystkich punktów linii obserwacyjnej. Tabela 2. Wartości parametrów oraz ich błędy średnie Table 2. Values of parameters and their average errors Wariant oblicz. Odchylenie standardowe σ [mm] Współczynnik korelacji r Parametry modelu Błędy średnie parametrów tgβ A 1 a σ tgβ σ A1 σ a Nieruchome skrzydło niecki Ruchome skrzydło niecki Pełny profil niecki 26,9 0,9976 2,80 0,30 0,94 0,25 0,010 0,14 34,9 0,9963 2,68 0,25 0,96 0,14 0,013 0,04 44,1 0,9968 2,52 0,29 1,08 0,12 0,008 0,06

68 66 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2016 Podobnie kształtują się wartości błędu średniego parametru tgβ: σ tgβ = 0,25 skrzydło nieruchome niecki, σ tgβ = 0,14 skrzydło ruchome niecki, σ tgβ = 0,12 pełny profil niecki. Największe wartości współczynnika osiadania a zaobserwowano dla wariantu, w którym uwzględniono cały profil niecki obniżeniowej. Wówczas parametr a przyjął wartość 1,08. Wartości współczynnika osiadania w przypadku analizy obniżeń punktów w rejonie skrzydła ruchomego i nieruchomego są zbliżone (średnio 0,95). Najmniejszy błąd średni parametru a otrzymano dla ruchomego skrzydła niecki (σ a =0,04). Największy błąd średni tego parametru charakteryzuje skrzydło nieruchome niecki (σ a =0,14). Wartość parametru opisującego obrzeże eksploatacyjne jest największa dla nieruchomego skrzydła niecki osiadania (A 1 =0,3), nieco mniejsza w przypadku pełnego profilu niecki, natomiast najmniejsza dla skrzydła ruchomego (A 1 =0,25). Otrzymane różnice dla poszczególnych wariantów są nieznaczne. Błędy średnie parametru obrzeża przyjmują następujące wartości: σ A1 = 0,010 skrzydło nieruchome niecki, σ A1 = 0,013 skrzydło ruchome niecki, σ A1 = 0,008 pełny profil niecki. 5. Podsumowanie Najczęściej wartości parametrów przyjmowanych do prognozowania wielkości wskaźników deformacji, opisujących wpływ eksploatacji górniczej na powierzchnię terenu, wyznacza się na podstawie wyników pomiarów geodezyjnych, prowadzonych na liniach obserwacyjnych. W artykule zwrócono uwagę na związek pomiędzy usytuowaniem punktów linii pomiarowej względem eksploatowanych pól ścianowych a wartościami wyznaczanych parametrów teorii wpływów i ich błędów średnich. Rozpatrywano trzy warianty obliczeniowe, tzn. usytuowanie punktów nad krawędzią rozpoczynającą eksploatację (nieruchome skrzydło niecki obniżeniowej), nad krawędzią ruchomą w chwili zakończenia wydobycia (ruchome skrzydło niecki) oraz całą linię pomiarową. Największą wartość parametru tgβ uzyskano rozpatrując obniżenia punktów zlokalizowanych w rejonie nieruchomego skrzydła niecki. Najmniejszą wartość parametru rozproszenia wpływów otrzymano, analizując obniżenia wszystkich punktów linii obserwacyjnej. Błąd średni parametru tgβ przyjął największą wartość dla skrzydła nieruchomego, a najmniejszą w przypadku całego profilu niecki obniżeniowej. Największą wartość współczynnika osiadania zanotowano dla wariantu, w którym rozpatrywano obniżenia wszystkich punktów linii obserwacyjnej. Być może jest to wynik znacznego naruszenia górotworu, spowodowanego wcześniejszą eksploatacją górniczą oraz nieco mniej dokładnego opisu skrajnych części niecki obniżeniowej. W artykule analizowano właśnie taki przypadek. Najmniejszy błąd parametru a otrzymano dla ruchomego skrzydła niecki. Największy błąd średni współczynnika osiadania charakteryzuje skrzydło nieruchome niecki. Wartości parametru opisującego obrzeże eksploatacyjne generalnie we wszystkich przypadkach są zbliżone i nieznacznie różnią się od siebie. Błędy parametru obrzeża są niewielkie (0,008-0,010). Podsumowując, można stwierdzić, że wartości parametrów teorii wpływów zależą zarówno od rozproszenia losowego wskaźników opisujących proces deformacji terenu górniczego, geometrii eksploatacji, jak również od liczby i usytuowania punktów pomiarowych względem krawędzi eksploatacji (Białek, Mierzejowska 2011, 2012a, 2012b, Mierzejowska 2010). Znaczące jest również to, jaką część niecki opisują obniżenia stwierdzone pomiarami na poszczególnych punktach linii. Mogą to być punkty obejmujące fragment profilu niecki obniżeniowej w rejonie nieruchomej lub ruchomej krawędzi eksploatacyjnej, ewentualnie cały profil niecki. Literatura BARCZAK A. S., BIOLIK J Podstawy ekonometrii. Katowice. BIAŁEK J Algorytmy i programy komputerowe do prognozowania deformacji terenu górniczego. Monografia. Wydawnictwo Politechniki Śląskiej. Gliwice BIAŁEK J., MIERZEJOWSKA A Wpływ liczby punktów pomiarowych oraz głębokości eksploatacji na błąd wyznaczenia wartości wybranych parametrów teorii wpływów. Miesięcznik WUG Bezpieczeństwo pracy i ochrona środowiska w górnictwie, nr 2. str BIAŁEK J., MIERZEJOWSKA A. 2012a - Wpływ geometrii pola eksploatacyjnego i usytuowania linii pomiarowej na błędy wyznaczonych parametrów we wzorach całkowo-geometrycznej teorii wpływów. Miesięcznik WUG Bezpieczeństwo pracy i ochrona środowiska w górnictwie, nr 5, s BIAŁEK J., MIERZEJOWSKA A. 2012b - Oszacowanie dokładności parametrów tgβ, Aobr, a, wyznaczonych na podstawei pomiarów niepełnych niecek obniżeniowych. Przegląd Górniczy, nr 8, s DRZĘŹLA B Opis programów prognozowania deformacji górotworu pod wpływem eksploatacji górniczej-aktualny stan oprogramowania. Zeszyty Naukowe Politechniki Śląskiej, s. Górnictwo, z GRUSZCZYŃSKI M., PODGÓRSKA M Ekonometria. Warszawa KNOTHE S Równanie profilu ostatecznie wykształconej niecki osiadania. Archiwum Górnictwa i Hutnictwa, t. 1, z.1/1953, s MIELIMĄKA R Wpływ kolejności i kierunku eksploatacji prowadzonej frontami ścianowymi na deformacje terenu górniczego. Monografia. Wydawnictwo Politechniki Śląskiej. Gliwice. MIELIMĄKA R Wpływ kolejności i kierunku eksploatacji górniczej na kształt niecki obniżeniowej w świetle obserwacji geodezyjnych. Przegląd Górniczy, nr 8, s MIERZEJOWSKA A Wpływ liczby i usytuowania punktów pomiarowych względem pola eksploatacyjnego na dokładność wyznaczenia wartości parametrów modelu opisującego obniżenie terenu górniczego. Praca doktorska niepublikowana. Politechnika Śląska, Gliwice. MIERZEJOWSKA A., KOWALSKA-KWIATEK J Wyznaczanie wartości parametrów teorii geometryczno-całkowej w oparciu o obniżenia zarejestrowane na punktach rozproszonych. Moderni matematicke metody v inzenyrstvi. Sbornik z 21. Seminare, Dolni Lomna, Ostrava, s MIERZEJOWSKA A., KOWALSKA-KWIATEK J Wyznaczanie wartości parametrów teorii geometryczno-całkowej oraz ich błędów średnich na podstawie wyników pomiarów niwelacyjnych. Przegląd Górniczy, nr 4, s ZYCH J Metoda prognozowania wpływów eksploatacji górniczej na powierzchnię terenu uwzględniająca asymetryczny przebieg procesu deformacji. Zeszyty Naukowe Politechniki Śląskiej, s. Górnictwo, z.164. Artykuł wpłynął do Redakcji - luty 2016 Artykuł zaakceptowano do druku

69 Nr 9 PRZEGLĄD GÓRNICZY 67 mgr Marzena Majer* ) UKD : /.168: Wskaźniki kluczowe dla społecznej oceny cyklu życia produktu w sektorze górnictwa węgla kamiennego z perspektywy sieciowości strategicznej przedsiębiorstw Key indicators for social life cycle assessment in the coal mining sector from the perspective of strategic network of enterprises Treść: W artykule przedstawiono wyniki badań dedykowanych weryfikacji założeń metodologicznych SLCA (z ang. Social Life Cycle Assessment) dotyczących wyznaczania zakresu oceny wpływu w wymiarze społecznym na przykładzie sektora górnictwa węgla kamiennego. Badania zaprojektowano nawiązując do roli partycypacji społecznej we wdrażaniu zasad rozwoju zrównoważonego, założeń teorii interesariuszy oraz sieciowości strategicznej przedsiębiorstw. Uwagę skupiono na wybranych grupach interesariuszy przedsiębiorstw górniczych, społecznościach lokalnych i kooperantach, których aktywne zaangażowanie w proces diagnozowania aspektów społecznych istotnych dla oceny wpływu przedsiębiorstw górniczych w wymiarze społecznym jest niezmiernie ważny. Uzyskane wyniki pozwoliły na wyodrębnienie zbioru kluczowych wskaźników społecznych oraz określenie stopnia kompleksowości ocen prowadzonych na ich podstawie. Rezultaty przeprowadzonych badań są ważne nie tylko z punktu widzenia weryfikacji założeń techniki SLCA, ale także w kontekście stosowania standardów raportowania zrównoważenia (obejmujących oddziaływanie na wymiar społeczny) przez przedsiębiorstwa górnicze, czy też tworzenia raportów społecznej odpowiedzialności. Pozwalają bowiem wskazać te aspekty społeczne, w odniesieniu do których opomiarowanie wpływu jest szczególnie ważne w opinii zewnętrznych grup interesariuszy oraz w kontekście uwarunkowań krajowych, regionalnych i lokalnych, a także charakteru oraz skali oddziaływania przedsiębiorstw górniczych. Abstract: This paper presents the results of study dedicated to the verification of methodological assumptions of the SLCA (Social Life Cycle Assessment) which concern the determination of the scope of impact assessment in the social dimension on the basis of the coal mining sector. The study was designed with reference to the role of the social participation in applying the rules of the sustainable development, as well as the assumptions of the stakeholders theory and the reference to strategic network of enterprises. The attention was focused on selected groups of stakeholders of mining companies, local communities and cooperating companies, whose active involvement in the process of diagnosing the social aspects, relevant for assessing the impact of mining companies in the social dimension, is very important. The results allowed to select the set of key indicators for conducting the social life cycle assessment and determine the degree of complexity of the assessment conducting on their base. The results of the study are important not only from the point of view of verification of the assumptions of the SLCA technique, but also in the context of applying by mining companies the sustainability reporting standards (including impacts on the social dimension) or corporate social responsibility reporting. It allows to indicate the social aspects, whose assessment is especially important in the opinion of external stakeholder groups and in the context of national, regional and local circumstances, as well as the specifics of activities carried out in the coal mining sector. Słowa kluczowe: górnictwo węgla kamiennego, rozwój zrównoważony, społeczna ocena cyklu życia (SLCA) Key words: coal mining sector, sustainable development, social life cycle assessment (SLCA) 1. Wprowadzenie Przyjęcie założeń koncepcji rozwoju zrównoważonego w polityce prowadzonej zarówno na poziomie Unii Europejskiej, jak i w kraju, zrodziło w konsekwencji wiele nowych wyzwań związanych z praktycznym wdrożeniem zasad z niej wynikających. Dotyczy to także poziomu podstawowych jednostek realizujących procesy produkcyjne, a więc podmiotów gospodarczych. Przewartościowanie celu rozwoju, którym nie jest już tylko i wyłącznie zysk ekonomiczny, stanowi istotną zmianę dla postrzegania sfery gospodarczej oraz funkcjonowania przedsiębiorstw, roli jaką pełnią, * ) Główny Instytut Górnictwa w Katowicach a także oczekiwań formułowanych pod ich adresem. Wpływa to na sposób oceny prowadzonej działalności gospodarczej, w której ważne staje się oddziaływanie przedsiębiorstw na trzy równoważne wymiary rozwoju zrównoważonego: ekonomiczny, środowiskowy i społeczny. Dotyczy to zwłaszcza tych rodzajów działalności gospodarczej, w których poziom wywieranego wpływu jest znaczący, a do których niewątpliwie zalicza się sektor górnictwa węgla kamiennego. W konsekwencji, coraz bardziej rozpowszechnionym działaniem przedsiębiorstw stało się sporządzanie raportów zrównoważenia lub też raportów społecznej odpowiedzialności. Działania tego typu podejmuje również wiele podmiotów działających w krajowym sektorze górnictwa węgla kamiennego, jak chociażby: JSW S.A., Katowicka Grupa

70 68 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2016 Kapitałowa (KHW S.A.), Grupa TAURON (a w jej ramach TAURON Wydobycie S.A.), Lubelski Węgiel Bogdanka S.A. Przedsiębiorstwa te odwołują się do wytycznych uznanych standardów raportowania, takich jak przykładowo Global Reporting Initiative (GRI), seria ISO Notowane na giełdzie przedsiębiorstwa górnicze wchodzą również w skład giełdowego indeksu spółek odpowiedzialnych społecznie (Respect Index). Opracowano również szereg narzędzi odnoszących się do oceny wpływu wywieranego na poszczególne wymiary rozwoju zrównoważonego, zwłaszcza na wymiar środowiskowy (standardy serii ISO 14000/14044). Na tym tle rozwój technik oceny dotyczących wymiaru społecznego jest znacznie uboższy, a za szczególnie interesującą propozycję należy uznać Społeczną Ocenę Cyklu Życia (SLCA, z ang. Social Life Cycle Assessment). Zaletą tej techniki oceny jest fakt, iż rozważa ona cały cykl życia produktu i tym samym całościowo ujmuje kwestię wpływu wywieranego w wymiarze społecznym. Społeczna Ocena Cyklu Życia nie została do tej pory zastosowana w sektorze górnictwa węgla kamiennego. Wynika to częściowo z faktu, iż prowadzenie ocen oddziaływania przedsiębiorstw w wymiarze społecznym stanowi kwestię złożoną, która rodzi duże problemy w opracowaniu jednolitego standardu. Na znaczeniu zyskują w tym wypadku różnice w rozwoju społeczno-gospodarczym, a także uwarunkowania związane z samym produktem/usługą, czy też specyfiką sektorów i branż. W przypadku ocen odnoszących się do wymiaru społecznego, ogromne znaczenie ma również zapewnienie partycypacji społecznej i zaangażowania zróżnicowanych grup interesariuszy przedsiębiorstw. Powyższe kwestie są istotne między innymi dla prawidłowego wyznaczenia zakresu prowadzonych ocen, także w odniesieniu do przedsiębiorstw górniczych. Opracowane wytyczne dotyczące stosowania techniki SLCA wymagają więc weryfikacji pod kątem specyfiki działalności prowadzonej w sektorze górnictwa węgla kamiennego. 2. Założenia techniki SLCA i problematyka wyznaczania zakresu oceny wpływu w wymiarze społecznym w sektorze górnictwa węgla kamiennego SLCA jest stosunkowo nowym instrumentem oceny, a podstawowe wytyczne dotyczące jego założeń opublikowano w 2009 roku w przewodniku wydanym pod auspicjami Programu Narodów Zjednoczonych ds. Ochrony Środowiska. Zgodnie z definicją, SLCA stanowi technikę oceny wpływu społecznego (i wpływu potencjalnego), której celem jest ocena aspektów społecznych i społeczno-ekonomicznych produktów i ich potencjalnych pozytywnych oraz negatywnych oddziaływań w cyklu życia obejmującym wydobycie i przetwarzanie surowców, produkcję, dystrybucję, użytkowanie, recykling oraz ostateczne usunięcie (Benoit, Mazijn 2009). Dzięki odwołaniu się w swych założeniach do podejścia opartego na cyklu życia produktu technika ta uwzględnia specyfikę współczesnej gospodarki, odnosząc się do ujęcia procesowego i rosnącego stopnia powiązań podmiotów gospodarczych w łańcuchu wartości. W konsekwencji pozwala uniknąć przesuwania negatywnych wpływów w wymiarze społecznym na inne etapy cyklu życia produktu, dając całościowy obraz oddziaływań. Zgodnie z wytycznymi, przeprowadzenie społecznej oceny cyklu życia obejmuje następujące fazy: 1) cel i zakres, 2) analiza zbioru, 3) ocena wpływu, 4) interpretacja. W myśl przyjętych założeń, określone działania (tryb postępowania) przedsiębiorstw, a tym samym wpływ wywierany w wymiarze społecznym rozwoju zrównoważonego, oceniany jest poprzez określone kategorie wpływu: prawa człowieka, warunki pracy, zdrowie i bezpieczeństwo, dziedzictwo kulturowe, relacje władzy/mechanizmy rządzenia i stosunki społeczno-ekonomiczne. Do wymienionych kategorii odnoszą się podkategorie wpływu (obszary wpływu), przyporządkowane do głównych grup interesariuszy przedsiębiorstw (pracownicy, konsumenci (użytkownicy), społeczność lokalna, społeczeństwo oraz aktorzy łańcucha wartości (np. dostawcy, kooperanci)) (Benoit, Mazijn 2009). Zgodnie z założeniami metodologicznymi SLCA, wyszczególnione podkategorie wpływu gwarantują pełną kompleksowość prowadzonych ocen, a ich liczba jest zróżnicowana w odniesieniu do poszczególnych grup interesariuszy (od 5 podkategorii wpływu w przypadku konsumentów, do 8 w przypadku pracowników). Jedną z podstawowych kwestii problemowych związanych z prowadzeniem SLCA, czy też szerzej ocen oddziaływania przedsiębiorstw w wymiarze społecznym, jest prawidłowe wyznaczanie ich zakresu. Zakres prowadzonych ocen określają przyporządkowane do poszczególnych podkategorii wpływu aspekty społeczne, a więc cechy/zjawiska społeczne, pod kątem których oceniany jest wpływ przedsiębiorstw. Zdefiniowany jako godność i dobrobyt człowieka, obszar ochrony (AoP) w SLCA ogólnie określa to co powinno być oceniane, nie precyzuje jednak dokładnie aspektów społecznych podlegających opomiarowaniu. Jest to kwestia złożona, gdyż w zależności od lokalizacji ocenianych przedsiębiorstw, a także specyfiki prowadzonej działalności oraz wytwarzanego produktu, wybór aspektu społecznego i wyrażającego go wskaźnika może być bardziej lub mniej uzasadniony. Kwestie problemowe związane z prawidłowym doborem wskaźników społecznych i wyznaczaniem zakresu oceny poruszane były w kilku opracowaniach na temat zastosowania techniki SLCA, a odnosiły się przykładowo do procesów produkcyjnych (Labuschagne i Brent, 2006), nowych materiałów wykorzystywanych w projektowaniu produktów (Sandin i in brak w spisie), czy też systemów zarządzania (Lehman i in. 2011). Problematyka ta znajduje odzwierciedlenie także w formie przyjętych wytycznych SLCA, które określają zbiór możliwych do zastosowania wskaźników społecznych, nie precyzują jednak obligatoryjnego zestawu minimum, czy też grup wskaźników społecznych koniecznych do stosowania w określonych działach gospodarki (Benoit 2013). Powyższe kwestie problemowe dotyczą także stosowania techniki SLCA w sektorze górnictwa węgla kamiennego. Tematykę tę poruszono po raz pierwszy w pracy poświęconej ocenie możliwości aplikacji i wstępnej weryfikacji wytycznych techniki SLCA w odniesieniu do przedsiębiorstw górniczych (Majer 2015). Bazowano w tym wypadku głównie na analizie dokumentów zastanych oraz badaniach eksperckich wśród przedstawicieli przedsiębiorstw górniczych. Na ich podstawie opracowano szeroki zestaw wskaźników społecznych możliwych do zastosowania w sektorze górnictwa węgla kamiennego, sporządzony między innymi w oparciu o: wytyczne kart metodologicznych SLCA, przykłady aplikacji założeń SLCA poza granicami kraju (case studies), wytyczne oraz standardy raportowania zrównoważenia i CSR (np. GRI, ISO 26000), kryteria oceny indeksu giełdowego Respect Index. Przeprowadzona weryfikacja wstępna pozwoliła wyznaczyć szeroki zbiór ponad 120 wskaźników społecznych zasadnych do stosowania w sektorze górnictwa węgla kamiennego. Zarysowany w ten sposób wstępny zakres prowadzenia SLCA dokonany został wyłącznie z perspektywy przedsiębiorstw

71 Nr 9 PRZEGLĄD GÓRNICZY 69 górniczych i ekspertów ich reprezentujących. W związku z powyższym dalsze prace, służące weryfikacji założeń metodologicznych SLCA, musiały zostać ukierunkowane na właściwe uwzględnienie roli i znaczenia grup interesariuszy przedsiębiorstw górniczych w wyznaczaniu zakresu ocen społecznych. Powinny one doprowadzić do wyznaczenia zbioru kluczowych wskaźników społecznych, uznanych za istotne dla oceny wpływu przedsiębiorstw górniczych w zróżnicowanych grupach interesariuszy. Zdiagnozowane w ten sposób aspekty społeczne konstytuują zakres prowadzenia ocen techniką SLCA, który jest wspólny dla zróżnicowanych grup interesariuszy i wyraża pewien uniwersalizm w postrzeganiu wpływu sektora górnictwa węgla kamiennego. 3. Wyznaczanie zakresu ocen wpływu w poszanowaniu zasad partycypacji społecznej i w perspektywie sieciowości strategicznej przedsiębiorstw Wyznaczanie zakresu ocen wpływu przedsiębiorstw górniczych na wymiar społeczny rozwoju zrównoważonego powinno być prowadzone w szerszej perspektywie, wykraczającej poza punkt widzenia samych podmiotów gospodarczych. Przyjęcie takiego podejścia jest nie tylko wynikiem zaleceń sformułowanych w założeniach metodologicznych techniki SLCA, ale gwarantuje również poszanowanie zasad partycypacji społecznej we wdrażaniu założeń rozwoju zrównoważonego. W procesie wyboru aspektów społecznych podlegających ocenie, istotną rolę powinny zatem odgrywać wewnętrzne i zewnętrzne grupy interesariuszy podmiotów gospodarczych, czy też organizacji. Rosnące znaczenie grup interesariuszy przedsiębiorstw, nie tylko w procesie oceny ich działalności, ale także w zarządzaniu, jest zjawiskiem szerzej osadzonym w specyfice współczesnej gospodarki. O zmianach zachodzących we współczesnym świecie, zwłaszcza w sferze gospodarczej, obrazowo pisał w swych pracach między innymi M. Castells (2010): Wyłania się usieciowiona gospodarka głębokich współzależności, która w coraz większym stopniu potrafi wykorzystać swój postęp w sferze techniki, wiedzy i zarządzania, do rozwoju samych tych technik, wiedzy i zarządzania. Cechy tej nowej, formułującej się pod koniec XX wieku gospodarki to informacyjność, globalność i sieciowość. Zmianom zachodzącym we współczesnej gospodarce podlegają również przedsiębiorstwa górnicze. Poza stosunkowo oczywistym wpływem globalnych rynków na kondycję sektora górnictwa węgla kamiennego, interesująca jest zwłaszcza problematyka usieciowienia podmiotów gospodarczych z tradycyjnych branż. Obecnie trudno przecież wskazać podmioty gospodarcze, które nie współpracują z innymi przynajmniej w szczątkowym zakresie. Współpraca ta opiera się na wzajemnych powiązaniach sieciowych w zakresie zasobów (resource ties), podmiotów (zwanych też aktorami sieci (actor bonds)), czy też działalności (activity links) (Łobejko 2012). Przedsiębiorstwa sektora górnictwa węgla kamiennego również tworzą relacje charakterystyczne dla sieciowości nowej gospodarki. Wskazać można chociażby na ich udział w konsorcjach i wspólnych przedsięwzięciach badawczo-rozwojowych. Nie obce są im również relacje sieciowe związane z outsourcingiem, a więc delegowaniem procesów pomocniczych do innych wyspecjalizowanych organizacji gospodarczych. To, czy można jednak przedsiębiorstwa górnicze określać mianem przedsiębiorstw sieciowych pozostaje pytaniem otwartym, wykraczającym poza przedmiot zainteresowań niniejszego artykułu. Zobrazowana powyżej złożoność relacji, które wpływają na sposób funkcjonowania podmiotów gospodarczych i organizacji we współczesnym świecie, skupia się przede wszystkim na relacjach biznesowych. Z punktu widzenia problematyki podjętych badań ważne jest nieco inne ujęcie relacji sieciowych. Wymaga ono szerszego spojrzenia na problem sieci biznesowej, która częstokroć stanowi konsekwencję funkcjonowania firmy w sieci kontaktów pozabiznesowych lub też quasibiznesowych. Wynikają one z ogólniejszej strategii opartej na dokładnej analizie otoczenia i kształtowania pozytywnych relacji z nim (Glinka, Konecki 2006). Takie ujęcie zbieżne jest z założeniami rozwoju zrównoważonego i podkreśla znaczenie zaangażowania grup z otoczenia wewnętrznego oraz zewnętrznego w zarządzanie podmiotami gospodarczymi. Stanowi próbę budowania wymiaru kontroli, równowagi i ukierunkowania działalności prowadzonej przez przedsiębiorstwa oraz organizacje. Ten niebiznesowy typ relacji przedsiębiorstw określa się mianem sieciowości strategicznej, przez którą rozumie się ( ) te wszystkie działania firm, jak również reguły i wartości z nich wynikające, które odnoszą się do kontaktów ze środowiskiem zewnętrznym (Glinka, Konecki 2006). Problematyka strategii firm opartych na rozwoju sieci kontaktów jest ważnym, a wiele wskazuje na to że coraz ważniejszym, aspektem funkcjonowania przedsiębiorstw. Tworzenie strategicznych relacji sieciowych z grupami z otoczenia wewnętrznego, a przede wszystkim zewnętrznego, jest przejawem swoistego rozszerzania się granic podmiotów gospodarczych. Zagadnienia dotyczące budowy relacji z grupami interesariuszy poruszane są najczęściej w analizach makrootoczenia w ramach zarządzania strategicznego. Ich znaczenie podkreśla się w ramach teorii interesariuszy, zgodnie z którą określenie grup, które mają istotny wpływ na prowadzenie działalności jest istotne dla osiągnięcia sukcesu przez organizację. Niezbędna jest nie tylko ich identyfikacja, ale także ustalenie związków między nimi a organizacją, określenie strategii ich oddziaływania na przedsiębiorstwo (Bartkowiak 2011). Teorie interesariuszy zawierają w sobie ideę ukazującą biznes jako nieodłączną część społeczeństwa. Przyjmując koncepcję zarządzania z uwzględnieniem interesariuszy rozszerzeniu ulega obszar odpowiedzialności, a cele i dążenia poszczególnych grup stają się o wiele bardziej złożone i trudniejsze do pogodzenia (Bartkowiak 2011). Syntezę spojrzeń na grupy interesariuszy przedsiębiorstw przedstawił w 1984 roku R.E. Freeman, definiując je jako: jakąkolwiek grupę lub jednostkę, która może wpłynąć lub wpływa na nią osiągnięcie celów firmy (Bartkowiak 2011). W konsekwencji wyznaczenie zakresu oceny wpływu działalności gospodarczej w wymiarze społecznym rozwoju zrównoważonego, także tej prowadzonej w sektorze górnictwa węgla kamiennego, nie może odbywać się bez włączenia grup interesariuszy przedsiębiorstw. To właśnie ten rodzaj grup społecznych jest uprawomocniony do wskazania aspektów społecznych wyznaczających zakres ocen wpływu i zbioru wskaźników społecznych służących ich opomiarowaniu, a tym samym weryfikacji obowiązujących wytycznych. 4. Cel i założenia badań Podstawowym celem podjętych badań była weryfikacja założeń metodologicznych SLCA dotyczących wyznaczania zakresu oceny wpływu przedsiębiorstw górniczych w wymiarze społecznym przez wybrane grupy interesariuszy zewnętrznych, a mianowicie społeczność lokalną i kooperantów. Rezultaty weryfikacji, miały w założeniu określić zasadność stosowania określonych kategorii wpływu, podkategorii i wskaźników społecznych w ocenie działalności przedsiębiorstw górniczych.

72 70 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2016 Cele szczegółowe to między innymi: zdiagnozowanie kluczowych wskaźników społecznych dla SLCA w sektorze górnictwa węgla kamiennego, określenie stopnia kompleksowości ocen prowadzonych w oparciu o kluczowe wskaźniki społeczne. Ukierunkowanie badań na wybrane grupy interesariuszy przedsiębiorstw górniczych wpłynęło na wybór metody i techniki badań oraz sposób doboru próby badawczej. Zdecydowano o zastosowaniu techniki wywiadu kwestionariuszowego, przeprowadzanego w sposób jawny. Opracowano standaryzowany kwestionariusz wywiadu, przeznaczony do wykorzystania zarówno w grupie interesariuszy społeczność lokalna, jak i kooperanci. Narzędzie badawcze zawierało pięć bloków tematycznych oraz blok pytań metryczkowych. Kwestionariusz wywiadu opracowano przy uwzględnieniu wytycznych SLCA, w związku z tym każdy z bloków pytań poświęcony został jednej z grup interesariuszy uwzględnianych w społecznej ocenie cyklu życia (odpowiednio: pracownikom, społecznościom lokalnym, społeczeństwu, konsumentom i aktorom łańcucha wartości). Pytania sformułowane w blokach tematycznych odnosiły się do podkategorii wpływu wywieranego przez przedsiębiorstwa w wymiarze społecznym. Natomiast budowę kafeterii odpowiedzi, a więc aspektów społecznych istotnych dla oceny wpływu, oparto na wstępnie zweryfikowanym przez ekspertów (przedstawicieli przedsiębiorstw górniczych) zbiorze wskaźników społecznych zasadnych do stosowania w sektorze górnictwa węgla kamiennego. Kwestionariusz wywiadu zawierał łącznie 27 pytań, mających głównie formę pytań półotwartych i zestaw pytań metryczkowych. W badaniach przyjęto założenie o celowym doborze respondentów reprezentujących społeczności lokalne i kooperantów. Sposób doboru próby wynikał przede wszystkim z konieczności przeprowadzenia badań wśród osób posiadających wiedzę na temat wpływu wywieranego przez przedsiębiorstwa górnicze na otoczenie zewnętrzne i wewnętrzne. Wielkość próby ustalono na minimum N=30 w odniesieniu do każdej z dwóch grup interesariuszy. W przypadku społeczności lokalnych, przyjęto następujące kryteria doboru celowego: jednostka samorządu terytorialnego, w granicach której występuje teren górniczy, przedstawiciele jednostek samorządu terytorialnego, specjaliści lub kierownicy (kadra zarządzająca) odpowiadający za współpracę z kopalniami/zakładami górniczymi i/lub uczestniczący w pracach Zespołów Porozumiewawczych (powołanych przez WUG). Na podstawie dostępnych danych sporządzono zestawienie zawierające 55 jednostek samorządu terytorialnego, w tym 14 powiatów (miast na prawach powiatu) oraz 41 gmin. Zdecydowana większość z nich (ponad 85%) znajdowała się w granicach województwa śląskiego, przede wszystkim w subregionie centralnym. Należy podkreślić, iż w obrębie granic niektórych jednostek zlokalizowane są tereny górnicze kilku kopalń, należących do różnych przedsiębiorstw górniczych. W przypadku kooperantów, wybór kryteriów doboru celowego poprzedzono rozpoznaniem trybu wyboru firm współpracujących z przedsiębiorstwami górniczymi (dostawców materiałów i usług) i ich charakterystyki, dostępnych baz kooperantów kopalń itp. Przyjęte kryteria doboru celowego przedstawicieli kooperantów były następujące: a) przedsiębiorstwa okołogórnicze mające znaczący udział w realizacji zamówień w sektorze górnictwa węgla kamiennego i przynależne do jednej z poniższych grup: I. grupa kooperantów: dostawcy materiałów i części dla zakładów górniczych związanych z realizacją procesów podstawowych. II. grupa kooperantów: dostawcy maszyn i urządzeń dla zakładów górniczych związanych z realizacją procesów podstawowych. III. grupa kooperantów: dostawcy usług zewnętrznych dla zakładów górniczych związanych z realizacją procesów podstawowych. b) specjaliści lub kierownicy (kadra zarządzająca) odpowiedzialni za współpracę z kopalniami (przedsiębiorstwami górniczymi) i/lub zintegrowane systemy zarządzania/ CSR. Na podstawie analizy wyników przetargów sporządzono zestawienie zawierające 95 kooperantów, w tym: w grupie I 43 firmy, w grupie II 27 firm i w grupie III 25 firm. Należy podkreślić, iż część firm kooperujących z przedsiębiorstwami górniczymi, dzięki zróżnicowaniu świadczonych usług, pełni znaczącą rolę w więcej niż jednej z trzech wyróżnionych grup. W takiej sytuacji arbitralnie przyporządkowywano firmę do jednej z wyszczególnionych grup, kierując się dominującym rodzajem świadczonych usług i oferowanych produktów dla kopalń. 5. Charakterystyka uczestników badań i sposób interpretacji wyników Wywiady kwestionariuszowe przeprowadzono łącznie z 72 przedstawicielami wybranych grup interesariuszy przedsiębiorstw górniczych. W przypadku grupy interesariuszy społeczność lokalna w badaniach uczestniczyło 31 respondentów, głównie przedstawicieli jednostek samorządu terytorialnego zlokalizowanych na terenie województwa śląskiego (87% respondentów). W badanej grupie przeważali mężczyźni (prawie 55% badanych). Biorąc pod uwagę wiek respondentów, najliczniej reprezentowane były osoby powyżej 50 roku życia (42% respondentów), a następnie osoby pomiędzy 41 a 50 rokiem życia (32% respondentów) oraz pomiędzy 31 a 40 rokiem życia (prawie 23% respondentów). Wszyscy respondenci posiadali wykształcenie wyższe, co wiąże się z przyjętym kryterium doboru celowego dotyczącym zajmowanego stanowiska (kierownicy/specjaliści). Blisko 36% badanych reprezentowało jednostki samorządu terytorialnego na szczeblu powiatu (miasta na prawach powiatu), a pozostałe 64% stanowili przedstawiciele gmin. Ze względu na zajmowane stanowisko najliczniej reprezentowani byli sekretarze gmin i miast (55% respondentów) oraz kierownicy referatów/naczelnicy wydziałów (23% respondentów). W przypadku grupy interesariuszy kooperanci w badaniach uczestniczyło 41 respondentów reprezentujących podmioty gospodarcze o znaczącym udziale w realizacji zamówień ze strony przedsiębiorstw górniczych (w poszczególnych grupach kooperantów odpowiednio: I grupa 20 respondentów, II grupa 10 respondentów, III grupa 11 respondentów). W badanej grupie przeważali mężczyźni (prawie 71% badanych). Biorąc pod uwagę wiek respondentów, blisko połowę stanowiły osoby powyżej 50 roku życia (49% respondentów), a następnie osoby pomiędzy 31 a 40 rokiem życia (34% respondentów) oraz pomiędzy 41 a 50 rokiem życia (17% respondentów). Zdecydowana większość badanych posiadała wykształcenie wyższe (90% respondentów), a jedynie czterech badanych legitymowało się wykształceniem średnim. Ze względu na zajmowane stanowisko najliczniej reprezentowani byli pracownicy szczebla kierowniczego (dyrektorzy/kierownicy/członkowie zarządu) (61% respondentów) oraz specjaliści (22% respondentów). Odpowiedzi respondentów uzyskane w drodze przeprowadzonych wywiadów bezpośrednich poddano kodowaniu i

73 Nr 9 PRZEGLĄD GÓRNICZY 71 zgromadzono w bazie danych pozwalającej na bezpośrednie porównania wyników w dwóch objętych badaniem grupach interesariuszy. Analizę wyników oparto na następujących założeniach: wyodrębnienie zbioru aspektów społecznych o wysokim poziomie istotności w danej grupie interesariuszy (poziom wskazań powyżej 60%), określenie wspólnego zbioru aspektów społecznych dla grup interesariuszy społeczność lokalna i kooperanci o wysokim poziomie istotności, wyznaczenie zbioru kluczowych wskaźników społecznych stanowiących podzbiór wskaźników podstawowych (wyznaczonych w badaniach przedstawicieli przedsiębiorstw górniczych), pozwalających na opomiarowanie wspólnego dla wybranych grup interesariuszy zbioru aspektów społecznych o wysokim poziomie istotności. 6. Zakres oceny wyznaczony w oparciu o kluczowe wskaźniki społeczne a jej kompleksowość W rezultacie przeprowadzonych badań zdiagnozowano łącznie 52 kluczowe wskaźniki społeczne. Co warte podkreślenia, najwięcej kluczowych wskaźników społecznych dotyczy opomiarowania wpływu wywieranego przez przedsiębiorstwa górnicze na pracowników (21 kluczowe wskaźniki społeczne). Specyfika działalności prowadzonej w sektorze górnictwa węgla kamiennego powoduje w tym wypadku, iż zewnętrzne grupy interesariuszy uznają i podkreślają znaczenie wpływu wywieranego na jakość życia pracowników w wymiarze społecznym, zwłaszcza w obszarze zdrowia oraz bezpieczeństwa. Liczba rozpoznanych kluczowych wskaźników społecznych maleje w przypadku kolejnych grup interesariuszy, odpowiednio: społeczności lokalne - 10 wskaźników kluczowych, społeczeństwo - 8 wskaźników kluczowych, konsumenci - 6 wskaźników kluczowych i aktorzy łańcucha wartości - 7 wskaźników kluczowych. Uzyskany rozkład kluczowych wskaźników społecznych w odniesieniu do głównych grup interesariuszy wskazuje, iż najszerszemu opomiarowaniu powinien podlegać wpływ przedsiębiorstw górniczych na pracowników i społeczność lokalną. Wynik ten można uzasadnić specyfiką branży wydobywczej, którą cechuje zarówno wysoki poziom zatrudnienia i trudne warunki pracy, a także znaczący wpływ wywierany na bezpośrednie otoczenie zewnętrzne. W zbiorze 52 kluczowych wskaźników społecznych dla oceny wpływu przedsiębiorstw górniczych, aż 33% stanowią wskaźniki nierekomendowane w wytycznych SLCA, pochodzące z innych analizowanych materiałów źródłowych. Wydaje się, że w większym stopniu oddają one specyfikę działalności prowadzonej w sektorze górnictwa węgla kamiennego. Najwięcej tego typu kluczowych wskaźników społecznych odnotowano w przypadku oceny wpływu na pracowników (siedem wskaźników). W przypadku pozostałych grup zdiagnozowano od jednego do czterech kluczowych wskaźników społecznych mających swe źródło w innych materiałach źródłowych. W świetle uzyskanych wyników można stwierdzić, iż posługiwanie się wyłącznie zbiorem kluczowych wskaźników społecznych nie zapewnia kompleksowości prowadzonych ocen zgodnie z założeniami metodologicznymi techniki SLCA, dotyczącymi uwzględniania wszystkich wyszczególnionych podkategorii wpływu. To ograniczenie z jednej strony dobrze obrazuje zróżnicowane znaczenie podkategorii wpływu ze względu na poziom rozwoju społeczno-gospodarczego, uwarunkowania krajowe, regionalne i lokalne, czy też specyfikę branż i produktów podlegających ocenie. Z drugiej strony, w przypadku prowadzenia SLCA wyłącznie w oparciu o zbiór wskaźników kluczowych, wymaga szczegółowego omówienia w nocie metodologicznej. Równocześnie, biorąc pod uwagę liczbę zdiagnozowanych kluczowych wskaźników społecznych, można ciekawie zilustrować znaczenie jakie mają w opinii respondentów poszczególne podkategorie wpływu dla ocen oddziaływania przedsiębiorstw górniczych. Uzyskane wyniki, w odniesieniu do pracowników, społeczności lokalnych, społeczeństwa, konsumentów i aktorów łańcucha wartości przedstawiono szczegółowo na rys. 1. Najwięcej podkategorii wyłączonych zostało z zakresu oceny wpływu w wymiarze społecznym w odniesieniu do grupy interesariuszy społeczność lokalna (aż pięć podkategorii wpływu). Są to takie podkategorie wpływu jak: delokalizacja i migracje, dziedzictwo kulturowe, poszanowanie praw ludności rdzennej, dostęp do niematerialnych zasobów i bezpieczne warunki życia. W przypadku pozostałych grup wyłączono z zakresu ocen co najmniej jedną lub dwie podkategorie wpływu. W przypadku pracowników zakres oceny nie uwzględnia podkategorii wpływu wolność zrzeszania się i rokowań zbiorowych oraz godzin pracy, a w odniesieniu do społeczeństwa w zakresie oceny nie występują podkategorie wpływu zapobieganie i łagodzenie konfliktów oraz wkład w rozwój gospodarczy. W przypadku grup interesariuszy konsumenci i aktorzy łańcucha wartości w zakresie ocen nie znalazły się odpowiednio podkategorie wpływu prywatność/poufność oraz promowanie społecznej odpowiedzialności. Widoczne jest również zróżnicowanie stopnia udziału poszczególnych podkategorii wpływu w wyznaczonym zakresie oceny i poziom ich opomiarowania wyrażony liczbą zdiagnozowanych kluczowych wskaźników społecznych. W odniesieniu do pracowników wyraźnie dominuje podkategoria wpływu zdrowie i bezpieczeństwo, w ramach której rozpoznano aż 10 kluczowych wskaźników społecznych. Zbliżona sytuacja występuje w przypadku grupy interesariuszy społeczność lokalna, gdzie opomiarowaniu podlega w największym stopniu podkategoria wpływu zaangażowanie społeczności. W przypadku pozostałych grup interesariuszy, udział poszczególnych podkategorii wpływu w wyznaczonym zakresie oceny jest bardziej wyrównany. Szczegółową charakterystykę zbioru wskaźników kluczowych dla społecznej oceny cyklu życia w sektorze górnictwa węgla kamiennego przedstawiono w kolejnych rozdziałach Kluczowe wskaźniki społeczne dla oceny wpływu przedsiębiorstw górniczych na pracowników W odniesieniu do pracowników zdiagnozowano najwięcej, bo łącznie 21 kluczowych wskaźników społecznych. Co interesujące, brak wskaźników kluczowych odnotowano w podkategorii wpływu wolność zrzeszania się i rokowań zbiorowych, a także godziny pracy. W obydwu tych podkategoriach wpływu występowały wskaźniki uznane za zasadne do stosowania w warunkach sektora górnictwa węgla kamiennego przez ekspertów reprezentujących przedsiębiorstwa górnicze. Opinia ta nie została jednak podzielona przez przedstawicieli grup interesariuszy społeczność lokalna i kooperanci. Ciekawy wydaje się zwłaszcza wynik dotyczących podkategorii wpływu wolność zrzeszeń i rokowań zbiorowych w kontekście znaczącej roli pełnionej przez związki zawodowe w tym sektorze gospodarki. Wydaje się, iż nie jest ona postrzegana pozytywnie przez zewnętrzne grupy interesariuszy. Pojedyncze wskaźniki kluczowe zdiagnozowano w takich podkategoriach jak praca dzieci (nieletnich), praca przymusowa oraz sprawiedliwe wynagrodzenia. Dotyczyły

74 72 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2016 Rys. 1. Udział podkategorii wpływu w społecznej ocenie cyklu życia przedsiębiorstw górniczych według podstawowych grup interesariuszy ze względu na liczbę zdiagnozowanych wskaźników kluczowych Fig. 1. The share of subcategories in social life cycle assessment of mining companies according to main stakeholder groups and on account of the number of diagnosed key indicators one prawidłowego prowadzenia dokumentacji osobowej pracowników, przejrzystości sformułowań zawartych w umowach o pracę oraz udokumentowania i regularności wypłat wynagrodzeń. Ze względu na specyfikę branży i obowiązujące w kraju regulacje prawne nie może dziwić fakt, iż pominięte zostały wskaźniki dotyczące bezpośrednio zatrudniania dzieci i osób nieletnich. W podobnym tonie można tłumaczyć brak wyboru wskaźników odnoszących się do poziomu wynagrodzeń w relacji do płacy minimalnej. Poziom zarobków osiąganych w sektorze postrzegany jest w opinii publicznej jako jeden z najwyższych w kraju. Dwa kluczowe wskaźniki społeczne zdiagnozowano w podkategorii korzyść społeczna/zabezpieczenie społeczne. Odnoszą się one do kwestii łamania zobowiązań wynikających z tytułu prawa pracy, w tym obowiązku odprowadzania składek społecznych. Stosunkowo ciekawy wynik dała diagnoza kluczowych wskaźników społecznych w dwóch kolejnych podkategoriach, a mianowicie równość szans/dyskryminacja oraz rozwój zawodowy i satysfakcja z pracy. W tych obszarach zdiagnozowano po trzy kluczowe wskaźniki społeczne, co pokazuje, iż w świadomości społecznej istotne znaczenie dla jakości życia pracowników mają także wartości pozafinansowe. Brak dyskryminacji i równość szans, jako obszar istotny dla jakości życia pracowników, obrazują wskaźniki monitorujące otwartość naboru do pracy oraz występowania przypadków dyskryminacji w przedsiębiorstwie i podejmowanych działań naprawczych. Z kolei kluczowe wskaźniki społeczne w obszarze rozwoju zawodowego i satysfakcji z pracy skupiły się przede wszystkim na wymiarze aktywnych działań podejmowanych w tej sferze przez przedsiębiorstwo, a nie satysfakcji odczuwanej przez samych pracowników. Za ważne aspekty społeczne w tym obszarze uznano działania szkoleniowe i gwarantowanie ich wysokiej jakości. Zdecydowanym liderem pod względem liczby zdiagnozowanych kluczowych wskaźników dla oceny wpływu przedsiębiorstw górniczych w wymiarze społecznym na jakość życia pracowników jest podkategoria wpływu zdrowie i bezpieczeństwo 10 wskaźników kluczowych. Uzyskane wyniki nie zaskakują, aczkolwiek wyraźnie podkreślają znaczenie działań podejmowanych w sferze bezpieczeństwa pracy przez przedsiębiorstwa górnicze. Specyfika prowadzonej działalności i występujące zagrożenia powodują, iż w opinii przedstawicieli wybranych grup interesariuszy ten obszar ma szczególne znaczenie dla jakości życia pracowników. Pomimo konieczności ponoszenia określonych nakładów finansowych, działania na rzecz bezpieczeństwa powinny zostać uznane za

75 Nr 9 PRZEGLĄD GÓRNICZY 73 priorytetowe w strategiach, planach działań i funkcjonowaniu przedsiębiorstw górniczych. Szczegółowe zestawienie kluczowych wskaźników społecznych dla oceny wpływu przedsiębiorstw górniczych na pracowników przedstawia tabela Kluczowe wskaźniki społeczne dla oceny wpływu przedsiębiorstw górniczych na społeczność lokalną W przypadku oceny oddziaływania przedsiębiorstw górniczych w wymiarze społecznym na społeczności lokalne, aż w pięciu podkategoriach wpływu nie zdiagnozowano kluczowych wskaźników społecznych. Wyniki te tłumaczy jednak fakt, iż w podkategoriach tych występują aspekty społeczne, które trudno odnieść do funkcjonowania przedsiębiorstw w krajowym sektorze górnictwa węgla kamiennego. Dotyczą one przykładowo delokalizacji i migracji związanych z działalnością wydobywczą, czy też poszanowania praw ludności rdzennej. Czy jednak zyskałyby one na znaczeniu w świadomości społecznej w przypadku realizowania projektów inwestycyjnych przez polskie przedsiębiorstwa górnicze w innych częściach świata, trudno stwierdzić. Uzyskane wyniki wskazują na swoistą koncentrację kluczowych wskaźników społecznych w jednej z podkategorii wpływu - zaangażowanie społeczności. W tym obszarze rozpoznano aż sześć kluczowych wskaźników społecznych, które odnoszą się do trzech zagadnień: zapobiegania i stosowania środków minimalizujących znaczący potencjalnie lub rzeczywiście negatywny wpływ na społeczności lokalne, działań informacyjnych i procesu komunikacji ze społecznościami lokalnymi oraz zaangażowania na rzecz inicjatyw społeczności lokalnych w wymiarze finansowym. Wybrane wskaźniki kluczowe wskazują, iż przedsiębiorstwa górnicze, ze względu na charakter prowadzonej działalności i związek z miejscem lokalizacji, postrzegane są jako podmioty pełniące aktywną rolę na poziomie lokalnym. W konsekwencji zobowiązane są do prowadzenia odpowiedniej komunikacji ze społecznościami lokalnymi, a przede wszystkim do zapobiegania i minimalizowania negatywnych skutków eksploatacji surowców. Oczekiwana, aktywna rola przedsiębiorstw górniczych na poziomie lokalnym widoczna jest również w perspektywie kolejnych zdiagnozowanych wskaźników kluczowych, chociażby w podkategorii wpływu lokalne zatrudnienie. Wskaźniki te podkreślają znaczenie przedsiębiorstw górniczych dla sfery ekonomicznej na poziomie lokalnym, a równocześnie odwołują się do najczęściej wskazywanych korzyści wynikających z lokalizacji kopalń, a więc tworzenia miejsc pracy i kooperacji z innymi podmiotami gospodarczymi. Rezultaty badań wskazują, iż w świadomości społecznej, istotne dla jakości życia społeczności lokalnych pozostają nie tylko zjawiska i cechy związane z wymiarem ekonomicznym, ale także środowiskowym. Stąd zwrócenie uwagi na efekty działań i podejmowanych przez przedsiębiorstwa górnicze wysiłków na rzecz poprawy wyników środowiskowych, a także prawidłowego zarządzania środowiskowego. Kwestie te obrazuje wybór kluczowych wskaźników społecznych w podkategoriach wpływu dostęp do materialnych zasobów oraz bezpieczne i zdrowe warunki życia. Szczegółowe zestawienie kluczowych wskaźników społecznych dla oceny wpływu przedsiębiorstw górniczych na jakość życia społeczności lokalnych przedstawia tabela 2. Tabela 1. Kluczowe wskaźniki społeczne dla grupy interesariuszy pracownicy Table 1. Key social indicators for stakeholders group workers Podkategorie wpływu Wolność zrzeszania się i rokowań zbiorowych Praca dzieci (nieletnich) Sprawiedliwe wynagrodzenia Godziny pracy Praca przymusowa Równość szans/ dyskryminacja Zdrowie i bezpieczeństwo Korzyść społeczna/ zabezpieczenie społeczne Rozwój zawodowy i satysfakcja z pracy Brak wskaźników kluczowych Wskaźniki kluczowe Prawidłowe prowadzenie i przechowywanie dokumentacji osobowej pracowników Regularne i udokumentowane wypłaty wynagrodzeń Brak wskaźników kluczowych Przejrzyście sformułowane umowy o pracę (stanowiące o wynagrodzeniach, czasie pracy, czasie wolnym od pracy, warunkach wypowiedzenia) Liczba przypadków dyskryminacji i podjęte działania naprawcze Prowadzenie otwartego naboru pracowników Raportowanie i monitorowanie występowania praktyk dyskryminacyjnych oraz podejmowanych działań naprawczych Posiadanie formalnej polityki dotyczącej zdrowia i bezpieczeństwa pracy Posiadanie raportów oceny ryzyka zdrowotnego/zagrożeń wg stanowisk Posiadanie procedur w przypadku zaistnienia wypadku Liczba wypadków (wskaźnik wypadkowości/obrażeń ciała) Liczba pracowników objętych programami edukacyjnymi i kontroli ryzyka Liczba udokumentowanych przypadków braku stosowania ubrań i środków ochronnych Liczba udokumentowanych przypadków naruszeń przepisów dotyczących bezpieczeństwa Prowadzenie pomiarów i monitorowanie działań służących podniesieniu poziomu bezpieczeństwa Liczba rozpoznanych chorób zawodowych/wskaźnik chorób zawodowych Liczba pracowników objętych szkoleniami z zakresu BHP Liczba udokumentowanych przypadków łamania zobowiązań z tytułu prawa pracy i ubezpieczeń społecznych Liczba udokumentowanych przypadków naruszeń odprowadzania obowiązkowych składek społecznych Udział pracowników objętych programami szkoleniowymi w ogóle zatrudnionych Prowadzenie monitoringu jakości szkoleń/kursów Średnia liczba godzin szkoleniowych rocznie na pracownika (wg płci, kategorii zawodowej) Źródło: Opracowanie własne - wskaźniki rekomendowane wg (Benoît C. (red.). 2013) [14], [15])

76 74 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2016 Tabela 2. Kluczowe wskaźniki społeczne dla grupy interesariuszy społeczność lokalna Table 2. Key social indicators for stakeholders group local community Podkategorie wpływu Delokalizacja i migracje Zaangażowanie społeczności Dziedzictwo kulturowe Poszanowanie praw ludności rdzennej Lokalne zatrudnienie Dostęp do niematerialnych zasobów Dostęp do materialnych zasobów Bezpieczne i zdrowe warunki życia Bezpieczne warunki życia Wskaźniki kluczowe Brak wskaźników kluczowych Liczba spotkań bezpośrednich ze społecznością lokalną i grupami interesariuszy Posiadanie polityk (zasad) dotyczących zaangażowania społeczności na poziomie organizacji (także w sytuacji nieprawidłowości/negatywnego oddziaływania) Specyfikacja działań informacyjnych skierowanych do społeczności lokalnych Liczba wdrożonych operacji ze znaczącym potencjałem lub rzeczywistym negatywnym wpływem na lokalne społeczności Środki zapobiegawcze i łagodzące wdrożone w związku z działalnością ze znaczącym potencjalnie lub rzeczywistym negatywnym wpływem na lokalne społeczności Wysokość wsparcia finansowego na rzecz inicjatyw społeczności lokalnych Brak wskaźników kluczowych Brak wskaźników kluczowych Liczba/odsetek pracowników zatrudnionych z rynku lokalnego Poziom/odsetek wydatków na lokalnych dostawców (materiałów, usług, podwykonawców) Brak wskaźników kluczowych Posiadanie certyfikowanych systemów zarządzania środowiskowego Specyfikacja wysiłków podejmowanych na rzecz poprawy wyników środowiskowych Brak wskaźników kluczowych Źródło: Opracowanie własne - wskaźniki rekomendowane wg (Benoît C. (red.). 2013) 6.3. Kluczowe wskaźniki społeczne dla oceny wpływu przedsiębiorstw górniczych na społeczeństwo W przypadku oceny wpływu przedsiębiorstw górniczych na społeczeństwo zdiagnozowano łącznie osiem kluczowych wskaźników społecznych. Co warte podkreślenia, trzy z nich przynależą do podkategorii wpływu zaangażowanie publiczne w kwestie zrównoważonego rozwoju. Pokazuje to, iż w świadomości społecznej funkcjonuje nie tylko idea rozwoju zrównoważonego, ale także potrzeba jej aktywnego wdrażania także na poziomie organizacji i podmiotów gospodarczych. Następne trzy kluczowe wskaźniki społeczne zdiagnozowano w podkategorii wpływu korupcja. Uzyskane w tym zakresie wyniki mogą nieco dziwić. Z jednej strony wydaje się, iż największe zagrożenie korupcją wiąże się z zagranicznymi inwestycjami przedsiębiorstw wydobywczych. Z drugiej strony niski poziom zaufania społecznego, przekonanie o powszechnym nepotyzmie i kolesiostwie jakie pokazują prowadzone w kraju badania społeczne niweluje zaistniały dysonans. Nie bez znaczenia w tym przypadku mogą być również informacje dotyczące stawiania zarzutów prokuratorskich osobom zajmującym wysokie stanowiska kierownicze w sektorze górnictwa węgla kamiennego. W konsekwencji w tej podkategorii wpływu za kluczowe uznano nie tylko udostępnianie informacji o stwierdzonych działaniach korupcyjnych, ale także o podjętych działaniach naprawczych oraz szkoleniowych i edukacyjnych wśród pracowników. Ostatnie dwa kluczowe wskaźniki społeczne zdiagnozowano w podkategorii wpływu rozwój technologii. W tym przypadku wybór przedstawicieli zewnętrznych grup interesariuszy, na które mają bezpośredni wpływ przedsiębiorstwa górnicze, wyraźnie przeczy negatywnemu wizerunkowi branży. Za kluczowe wskaźniki społeczne uznano w tym wypadku realizację projektów badawczych i transfer technologii przez przedsiębiorstwa górnicze, a także współpracę podejmowaną w tym obszarze. Podsumowując uzyskane wyniki, warto odnieść się do tych podkategorii wpływu, w których nie odnotowano kluczowych wskaźników społecznych. W przypadku podkategorii zapobieganie i łagodzenie konfliktów można stwierdzić, iż obejmuje ona aspekty społeczne w niewielkim stopniu przystające do funkcjonowania przedsiębiorstw górniczych w warunkach krajowych. Koncentruje się bowiem na kwestiach związanych z wystąpieniem konfliktów zbrojnych na terenie prowadzonej działalności wydobywczej, także na tle prowadzonej eksploatacji zasobów. Znacznie bardziej interesujący i trudny do jednoznacznego zinterpretowania jest brak kluczowych wskaźników społecznych w podkategorii wpływu wkład w rozwój gospodarczy. Biorąc pod uwagę znaczenie jakie przypisano przedsiębiorstwom górniczym w sferze gospodarczej na poziomie lokalnym, a także wielkość sektora górnictwa węgla kamiennego w kraju, wynik ten jest zaskakujący. Nieco światła na tę kwestię rzuca pogłębiona analiza otrzymanych wyników. Otóż w przypadku tej podkategorii wpływu, brak kluczowych wskaźników społecznych jest rezultatem niezgodności opinii poszczególnych grup interesariuszy co do tego, które z aspektów społecznych są w tym przypadku istotne. Wskaźniki społeczne uznane za zasadne do stosowania przez ekspertów reprezentujących przedsiębiorstwa górnicze odnosiły się przede wszystkim do wkładu kopalń w finanse publiczne, w tym regularności i prawidłowości regulacji należności podatkowych. Natomiast przedstawiciele grup interesariuszy kooperanci i społeczności lokalne podkreślali znaczenie wkładu przedsiębiorstw górniczych w wyniki gospodarcze kraju, a więc przykładowo udział w produkcji sprzedanej, czy wartość inwestycji bezpośrednich. Szczegółowe zestawienie kluczowych wskaźników społecznych dla oceny wpływu przedsiębiorstw górniczych na jakość życia społeczeństwa przedstawia tabela 3.

77 Nr 9 PRZEGLĄD GÓRNICZY 75 Tabela 3. Kluczowe wskaźniki społeczne dla grupy interesariuszy społeczeństwo Table 3. Key social indicators for stakeholders group society Podkategorie wpływu Zaangażowanie publiczne w kwestie zrównoważonego rozwoju Zapobieganie i łagodzenie konfliktów Wkład w rozwój gospodarczy Korupcja Rozwój technologii Wskaźniki kluczowe Posiadanie wewnętrznych mechanizmów kontroli i przestrzegania deklaracji dotyczących zrównoważonego rozwoju Podpisanie/wdrożenie zasad lub kodów postępowania Członkostwo w sojuszach/uczestnictwo w programach mających na celu wspieranie i promocję zrównoważonych praktyk biznesowych Brak wskaźników kluczowych Brak wskaźników kluczowych Liczba udokumentowanych przypadków działań korupcyjnych Działania podjęte w udokumentowanych przypadkach korupcji Liczba pracowników/udział pracowników przeszkolonych z zakresu polityki antykorupcyjnej Liczba projektów badawczych i transferu technologii Liczba partnerstw zawiązanych na rzecz badań i rozwoju Źródło: Opracowanie własne - wskaźniki rekomendowane wg (Benoît C. (red.). 2013) 6.4. Kluczowe wskaźniki społeczne dla oceny wpływu przedsiębiorstw górniczych na konsumentów Dla oceny oddziaływania przedsiębiorstw górniczych w wymiarze społecznym na konsumentów rozpoznano sześć kluczowych wskaźników społecznych. Tylko w przypadku jednej z podkategorii wpływu nie zdiagnozowano kluczowych wskaźników społecznych, a mianowicie prywatności (poufności). Sytuacja ta może wynikać z faktu, iż działalność przedsiębiorstw górniczych postrzegana jest odmiennie od branż, w których ochrona i poufność danych ma szczególne znaczenie, takich jak bankowość, usługi teleinformatyczne, czy też medyczne. W podkategorii wpływu przejrzystość (transparentność) zdiagnozowano dwa kluczowe wskaźniki społeczne, odnoszące się do monitorowania przypadków łamania obowiązujących regulacji/norm w zakresie przejrzystości i transparentności prowadzonej działalności, a także skarg konsumentów (klientów). Wynik ten koresponduje ze znaczeniem przypisanym przeciwdziałaniu korupcji i przestrzeganiu wysokich standardów prowadzenia działalności gospodarczej w sektorze górnictwa węgla kamiennego. Dwa wskaźniki kluczowe zdiagnozowano również w podkategorii wpływu mechanizm sprężenia zwrotnego (informacji zwrotnej), odnoszą się one do liczby skarg konsumentów oraz procedur ich rozpatrywania. W przypadku przedsiębiorstw górniczych prawidłowe działanie w tym zakresie wymaga przede wszystkim uwzględnienia zróżnicowania konsumentów wytwarzanego produktu. Są nim bowiem zarówno odbiorcy indywidualni, jak i podmioty gospodarcze, w tym pośrednicy handlowi, a także przedsiębiorstwa sektora energetyki, przemysłu metalurgicznego itd. W kolejnych podkategoriach wpływu zdiagnozowano po jednym kluczowym wskaźniku społecznym. W obszarze zdrowie i bezpieczeństwo wskazano na konieczność przestrzegania zgodności produktów z obowiązującymi regulacjami w zakresie zdrowia i bezpieczeństwa. Z pozoru kwestie te wydają się stosunkowo odległe od wytwarzanego w sektorze węgla kamiennego produktu, tym niemniej nie zwalnia to przedsiębiorstw z obowiązku przestrzegania podstawowych regulacji w tym zakresie. W podobnym duchu należy interpretować zdiagnozowany kluczowy wskaźnik społeczny w podkategorii wpływu odpowiedzialność na końcu życia produktu, odwołujący się do uwzględniania w systemie zarządzania zagospodarowania odpadów i recyklingu na końcu życia produktu. Rola i możliwości przedsiębiorstw górniczych są w tym zakresie ograniczone, zwłaszcza jeżeli weźmiemy pod uwagę podmioty gospodarcze z sektora energetyki, czy też przemysłu metalurgicznego, które są ostatecznymi konsumentami. Szczegółowe zestawienie kluczowych wskaźników społecznych dla oceny wpływu przedsiębiorstw górniczych na konsumentów przedstawia tabela 4. Tabela 4. Kluczowe wskaźniki społeczne dla grupy interesariuszy konsumenci Table 4. Key social indicators for stakeholders group consuments Podkategorie wpływu Zdrowie i bezpieczeństwo Mechanizm sprężenia zwrotnego (informacji zwrotnej) Prywatność (poufność) Przejrzystość (transparentność) Odpowiedzialność na końcu życia produktu Wskaźniki kluczowe Liczba udokumentowanych niezgodności produktów z regulacjami w zakresie zdrowia oraz bezpieczeństwa (np. nieprawidłowe oznakowanie) Liczba udokumentowanych skarg konsumentów Posiadanie procedur związanych z rozpatrywaniem skarg konsumentów Brak wskaźników kluczowych Liczba udokumentowanych przypadków łamania obowiązujących regulacji/norm w zakresie przejrzystości i transparentności prowadzonej działalności Liczba skarg konsumentów dotyczących braku przejrzystości Uwzględnianie w systemie zarządzania wewnętrznego kwestii zagospodarowania odpadów i recyklingu na końcu cyklu życia produktu Źródło: Opracowanie własne - wskaźniki rekomendowane wg (Benoît C. (red.). 2013)

78 76 PRZEGLĄD GÓRNICZY Kluczowe wskaźniki społeczne dla oceny wpływu przedsiębiorstw górniczych na aktorów łańcucha wartości Wyznaczony zakres oceny wpływu powinien obejmować siedem kluczowych wskaźników społecznych odnoszących się do aktorów łańcucha wartości. Większość z nich przynależy do podkategorii wpływu uczciwa konkurencja i odnosi się do takich kwestii jak: upowszechnianie informacji o przypadkach zaangażowania w porozumienia antykonkurencyjne oraz potwierdzonych przypadków tego typu działań, posiadanie wewnętrznych procedur przeciwdziałających działaniom antykonkurencyjnym, a także regulacji dotyczących komunikacji, promocji, marketingu i reklamy. Uzyskane wyniki nie zaskakują w kontekście znaczenia przypisywanego takim obszarom jak przeciwdziałanie korupcji i przejrzystość prowadzonej działalności gospodarczej. W podkategorii wpływu relacje z dostawcami rozpoznano dwa kluczowe wskaźniki społeczne, odnoszące się do praktyk przedsiębiorstw górniczych w zakresie wyznaczania terminów realizacji zleceń, a także przestrzegania terminowej realizacji płatności. Są to niewątpliwie kwestie ważne dla jakości współpracy pomiędzy podmiotami gospodarczymi. Brak terminowości w regulowaniu należności występuje niestety w szeregu działach gospodarki i przyczynia się do obniżenia poziomu kapitału zaufania społecznego w sferze działalności gospodarczej. Ostatni z kluczowych wskaźników społecznych przynależy do podkategorii wpływu respektowanie praw własności intelektualnej i odnosi się bezpośrednio do przypadków łamania obowiązujących przepisów. Jego wybór, może wskazywać na stopniową poprawę stanu świadomości społeczeństwa w zakresie znaczenia praw własności intelektualnej. Podsumowując wyniki, należy podkreślić, iż pomimo znaczenia przypisanego stosowaniu zasad rozwoju zrównoważonego na poziomie organizacji, respondenci nie uznali za kwestię równie ważną promowania społecznej odpowiedzialności w łańcuchu wartości przez przedsiębiorstwa górnicze. Tym samym nie zdiagnozowano kluczowych wskaźników społecznych w podkategorii wpływu promowanie społecznej odpowiedzialności. Być może wynika to z faktu, iż większość podmiotów gospodarczych w kraju jest na stosunkowo wczesnym etapie ewoluowania w kierunku budowy zrównoważonych przedsiębiorstw. W rezultacie nie oczekuje się od nich podejmowania dodatkowych inicjatyw w łańcuchu wartości dodanej. Szczegółowe zestawienie kluczowych wskaźników społecznych dla oceny wpływu przedsiębiorstw górniczych na aktorów łańcucha wartości przedstawia tabela Wnioski końcowe Wyniki przeprowadzonych badań pozwoliły nie tylko zweryfikować założenia metodologiczne SLCA dotyczące wyznaczania zakresu ocen, ale także spojrzeć na kwestie oddziaływania przedsiębiorstw górniczych w wymiarze społecznym z perspektywy sieciowości strategicznej, wykraczającej poza punkt widzenia podmiotów gospodarczych. Rozszerzenie perspektywy oceny i wyboru cech oraz zjawisk społecznych istotnych dla oceny wpływu przedsiębiorstw górniczych w wymiarze społecznym jest ważne nie tylko w kontekście weryfikacji wytycznych SLCA, ale także sporządzania raportów zrównoważenia i społecznej odpowiedzialności przedsiębiorstw. Pozwala bowiem w pierwszej kolejności uwzględnić te aspekty społeczne, co do których znaczenia panuje swoisty uniwersalizm przekonań wśród zróżnicowanych wewnętrznych i zewnętrznych grup interesariuszy przedsiębiorstw górniczych. Wyznaczony w oparciu o wyniki badań zakres oceny wpływu w wymiarze społecznym nie gwarantuje jej kompleksowości w rozumieniu wytycznych SLCA. Uzyskane wyniki potwierdzają jednak znaczenie uwarunkowań miejsca, czy też lokalizacji przedsiębiorstw podlegających ocenie. Z tej perspektywy wykluczenie z zakresu ocen podkategorii wpływu związanych chociażby z delokalizacją i migracją ludności, czy poszanowaniem praw ludności rdzennej staje się w pełni uzasadnione, biorąc pod uwagę obszar działalności podmiotów funkcjonujących w krajowym sektorze górnictwa węgla kamiennego. Duże znaczenie, nie tylko dla potencjalnej aplikacji techniki SLCA, ale także raportowania prowadzonego przez przedsiębiorstwa górnicze, mają wyniki badań dotyczące udziału poszczególnych podkategorii wpływu w wyznaczonym zakresie ocen. Pokazują zróżnicowane znaczenie podkategorii wpływu, a co za tym idzie różny stopień ich opomiarowania. Jaskrawym przykładem tego typu zróżnicowań jest zbiór kluczowych wskaźników społecznych dla oceny wpływu przedsiębiorstw górniczych na pracowników, w którym wyraźnie dominują zagadnienia związane ze zdrowiem i bezpieczeństwem. Zdiagnozowany zbiór kluczowych wskaźników społecznych nie tylko pozwala na monitorowanie zgodności efektów prowadzonej działalności z zasadami rozwoju zrównoważonego, ale także może służyć ukierunkowaniu strategii, celów i działalności przedsiębiorstw górniczych w myśl założeń teorii interesariuszy, a także budowy zrównoważonych przedsiębiorstw. Z perspektywy zbioru kluczowych wskaźników społecznych na pierwszy plan wysuwają się kwestie oddziaływania przedsiębiorstw górniczych na pracowników Tabela 5. Kluczowe wskaźniki społeczne dla grupy interesariuszy aktorzy łańcucha wartości Table 5. Key social indicators for stakeholders group value chains actors Podkategorie wpływu Uczciwa konkurencja Respektowanie praw własności intelektualnej Relacje z dostawcami Promowanie społecznej odpowiedzialności Wskaźniki kluczowe Liczba przypadków zaangażowania w porozumienia/sojusze antykonkurencyjne Posiadanie formalnych oświadczeń/procedur służących zapobieganiu działaniom lub współuczestnictwie w działaniach antykonkurencyjnych Wysokość kar za zachowania antykonkurencyjne/monopolistyczne Posiadanie wew. regulacji dotyczących komunikacji, promocji, marketingu i reklamy Liczba udokumentowanych naruszeń praw własności intelektualnej (zwłaszcza w relacjach z dostawcami, kooperantami) Liczba zgłaszanych zastrzeżeń dot. czasu realizacji zleceń (np. aneksy do umów) Liczba przypadków niezrealizowanych terminowo płatności Brak wskaźników kluczowych Źródło: Opracowanie własne - wskaźniki rekomendowane wg (Benoît C. (red.). 2013)

79 Nr 9 PRZEGLĄD GÓRNICZY 77 i społeczności lokalne. Za priorytetowe zagadnienia można uznać zdrowie i bezpieczeństwo pracowników, przestrzeganie praw pracowniczych, ale także, co interesujące, kwestie takie jak przejrzystość i otwartość naboru do pracy, brak dyskryminacji oraz podejmowanie działań służących podnoszeniu kwalifikacji pracowników. Z kolei w odniesieniu do społeczności lokalnych priorytetowe zagadnienia to zapobieganie i minimalizowanie negatywnych skutków prowadzonej działalności, dbałość o wzajemną, dwukierunkową komunikację oraz pełnienie aktywnej roli w sferze ekonomicznej, zwłaszcza w aspekcie tworzenia miejsc pracy. To również podejmowanie systematycznych wysiłków przez przedsiębiorstwa górnicze na rzecz poprawy wyników środowiskowych. W przypadku pozostałych grup interesariuszy istotne aspekty społeczne odnoszą się także do sfery norm i standardów etyki biznesu. Są to chociażby kwestie przejrzystości prowadzonej działalności gospodarczej, eliminowania zachowań antykonkurencyjnych i monopolistycznych, czy też przestrzegania realizacji zapisów umów oraz praw własności intelektualnej. Artykuł został przygotowany w Głównym Instytucie Górnictwa, w ramach pracy statutowej Nr Literatura Ankieta RESPECT Index Warszawa Giełda Papierów Wartościowych w Warszawie. Bartkowiak B. (red.) Zrównoważony rozwój organizacji a relacje z interesariuszami. Poznań Wydawnictwo Uniwersytetu Ekonomicznego w Poznaniu. Zeszyty Naukowe 199, s Benoît C., Mazijn B. (red.) Guidelines for Social Life Cycle Assessment of Products. United Nations Environment Programme 2009, s Benoît C. (red.) The methodological sheets for sub-categories in Social Life Cycle Assessment (S-LCA). United Nations Environment Programme. Castells M Społeczeństwo sieci. Warszawa Wydawnictwo Naukowe PWN, s Ciroth A., Franze J LCA of an Ecolabeled Notebook, Consideration of Social and Environmental Impacts Along the Entire Life Cycle. Berlin GreenDeltaTC GmbH. Florkowska L., Bryt Nitarska I Społeczne aspekty szkód górniczych. Przegląd Górniczy nr 11, s Freeman jest w tekście 1984 brak w spisie. Glinka B., Konecki K. (red.) Współczesne problemy socjologii i zarządzania. Wybrane zagadnienia. Wydawnictwo Uniwersytetu Łódzkiego, Łódź s Labuschagne C., Brent A. C Social Indicators for Sustainable Project and Technology Life Cycle Management in the Process Industry. International Journal of LCA 11, s Lorenc S., Kustra A Wzrost wartości rynkowej przedsiębiorstw górniczych jako efekt prowadzenia polityki zrównoważonego rozwoju. Przegląd Górniczy nr 8, s Lehmann A., Russi D., Bala A., Finkbeiner M. i Fullana P Integration of Social Aspects in Decision Support, Based on Life Cycle Thinking. Sustainability 3(4), ; doi: /su Łobejko St. (red.) Przedsiębiorstwa sieciowe i inne formy współpracy sieciowej. Oficyna Wydawnicza SGH, Warszawa, s. 65. Majer M. Dobór wskaźników społecznych dla oceny cyklu życia produktu na przykładzie sektora górnictwa węgla kamiennego wskaźników społecznych, Praca statutowa GIG Nr (niepublikowana). Manhart A. GrieSShammer R Social impacts of the production of notebook PCs, Contribution to the development of a Product Sustainability Assessment (PROSA). Freiburg Öko-Institut, Institut for Applied Ecology. Sandin i in Sustainability Reporting Guidelines Version 3.1. Amsterdam Global Report Initiative Artykuł wpłynął do Redakcji - luty 2016 Artykuł zaakceptowano do druku

80 78 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2016 UKD (477): : Ochrona wyrobisk utrzymywanych w strefie skał spękanych w ukraińskich kopalniach węgla kamiennego Supporting of excavations in the zone of fissured rocks in the Ukrainian hard coal mines mgr inż. Stanislav Rodzin* ) dr hab. inż. Ivan Sakhno** ) mgr inż. Аleksandr Isayenkow *** ) mgr inż. Krzysztof Ostrowski* ) Treść: Jednym z najważniejszych wyzwań dla przemysłu węglowego Ukrainy jest zabezpieczenie stanu wyrobisk górniczych oraz zwiększenie ich niezawodności i bezpieczeństwa pracy. Celem badań przedstawionych w pracy jest analiza zmian geomechanicznych wokół wyrobiska górniczego, znajdującego się w ośrodku dyskretnym - strukturalnie niejednorodnym oraz określenie wpływu parametrów wzmocnionej strefy na stateczność wyrobiska. Badania nad proponowanym rozwiązaniem zostały przeprowadzone na modelach z materiałów ekwiwalentnych. Wyniki modelowania wykazały, że przy stworzeniu wzmocnionego obszaru w postaci graniastosłupa trójkątnego z wierzchołkiem skierowanym w kierunku spągu wyrobiska, osiąga się najlepszy wynik zmniejszenia przemieszczeń skał do wnętrza wyrobiska. W rezultacie, objętość wypiętrzonych skał spągu do wyrobiska zmniejszyła się ponad dwukrotnie, a przemieszczenia skał spągu zmniejszyły się o 32%. Wskazuje to na skuteczność takiego sposobu wzmocnienia ośrodka skalnego. Abstract: The most important task challenging the Ukraine s coal industry has always been to secure the operational state of mine workings and increasing their reliability. The aim of the research presented in this paper is to study the changes in geomechanical environment conditions around the excavation and to determine the impact of reinforced zone parameters on the excavation stability. The research was carried out on the basis of the structure-elements method. The results of simulation proved that in the case of creating a reinforced area in the form of a triangular prism with its vertex oriented to the soil, the best effect of reduction in displacements of rocks towards the cavity is achieved. As a result of the experiment, the volume of soil rocks extruded into the cavity decreased more than twice and the soil displacement decreased by 32%, which testifies to the effectiveness of the method of reinforcing rocks. Słowa kluczowe górnictwo, stateczność wyrobisk, wypiętrzanie spągu, kotwienie Key words mining, stability of excavations, floor heaving, bolting * ) AGH Akademia Górniczo-Hutnicza w Krakowie ** ) Doniecki Narodowy Uniwersytet Techniczny, Krasnoarmiejsk, Ukraina *** ) Krasnoarmiejski Instytut Przemysłowy, Krasnoarmiejsk, Ukraina

81 Nr 9 PRZEGLĄD GÓRNICZY Wprowadzenie Zmniejszenie pola przekroju poprzecznego wyrobisk przygotowawczych poza strefą wpływów robót eksploatacyjnych w kopalniach węgla kamiennego na Ukrainie przekracza na dzień dzisiejszy 30 40%, a na skrzyżowaniach ściana- -chodnik 50 70%. Prowadzi to do konieczności przebudowy oraz periodycznej pobierki spągu. Przy zaprojektowanej wysokości wyrobisk od 3,7 m do 4,5 m poza strefą wpływu robót eksploatacyjnych łączna konwergencja, uwzględniając przybierkę spągu, wynosi od 1,0 m do 1,8 m. Wynika z tego, że w takich warunkach deformacja skał w najbliższym sąsiedztwie wyrobiska następuje poza granicą sprężystości. Wokół wyrobiska istnieje strefa skał spękanych, a jej rozwój prowadzi do wzrostu przemieszczenia konturu wyrobiska. Według Therniak a (1993) poza strefą wpływu robót eksploatacyjnych, deformacja w strefie przykonturowej wyrobiska, składającej się z łupków ilastych i piaszczystych, następuje wskutek sprężysto-plastycznego deformowania oraz zwiększenia się objętości skał podczas odkształcania. Prowadzi to do powstania stref deformacji niesprężystych oraz stref spękań, gdzie całkowite przemieszczenia pionowe wzrastają z upływem czasu i osiągają wartość rzędu 0,5 m. Strefa skał spękanych może sięgać od 5 m do 6 m, gdzie współczynnik rozszerzania się skał wynosi 1,06 1,1. W strefie wpływu ciśnienia eksploatacyjnego maksymalne prędkości przemieszczeń skał stropowych i spągowych zmieniają się od maksymalnych, występujących w rejonie czoła ściany, następnie ulegają zmniejszeniu i wreszcie stabilizują się za frontem robót eksploatacyjnych od 5 m do 30 m. W tej strefie przemieszczenia skał spągu osiągają wielkości powyżej 1 m, a współczynnik rozszerzania się skał spągowych wynosi 1,06 1,15, natomiast strefa skał spękanych przekracza 10 m. Skały do granicy strefy skał spękanych składają się z różnorodnych frakcji i mają niejednolitą strukturę, która w pierwszym przybliżeniu może być przedstawiona jako ośrodek dyskretny o strukturze blokowej. Rozmiar bloków skalnych zależy od właściwości fizyko-mechanicznych skał oraz od typu litologicznego oraz uwarstwienia górotworu i wynosi od kilku centymetrów do metra. Rysunki 1a i 1b przedstawiają przekroje skał spągu i stropu podczas prowadzenia przebudowy wyrobisk w kopalniach Donbasu. Przeciwdziałanie rozwojowi strefy spękanej skał metodą bezpośredniego zwiększania zagęszczenia obudowy stalowej 1а) oraz jej wytrzymałości nie daje rezultatu. W tym samym czasie utrzymanie wyrobisk w strefie spękania skał wiąże się z istotnymi kosztami i dużą pracochłonnością. Metody zapewnienia stateczności wyrobisk w górnictwie można podzielić na dwie grupy: 1. oparte na wzmacnianiu skał (cementowanie, kotwienie, wzmacnianie chemiczne i inne), 2. oparte na odprężeniu górotworu w strefach koncentracji naprężeń (strzelanie odprężające). Odprężenie górotworu jest uwidocznione poprzez tworzenie się nieciągłości w postaci szczelin i spękań. Pomimo faktu, że odprężenie górotworu jest dość progresywnym i skutecznym rozwiązaniem w warunkach dużych głębokości, sposób ten nie jest powszechnie stosowany w kopalniach węgla. Sposoby wzmacniania i uszczelniania górotworu na podstawie wtłaczania komponentów ze spoiwa wiążącego w strefę przyociosową wyrobiska (Therniak 1993, Zaslavski i in. 1984), wymagają znacznych inwestycji, ale nie zapewniają kontrolowanego kierunkowego wzmacniania skał. Znane są również metody oparte na wzmacnianiu skał za pomocą materiałów wybuchowych (Kuzniecov i in. 1968), w których to zwiększenie nośności uzyskuje się z reguły poprzez zagęszczanie ośrodka skalnego. Wzmacnianie za pomocą wybuchu może być realizowane tylko w warunkach skał podatnych na deformacje plastyczne. Wzmacnianie spękanych skał o właściwościach kruchych tym sposobem jest dość trudne i prawie niewykonalne. Oddziaływanie dynamiczne na górotwór spękany powoduje jego ponowne kruszenie; poprzez zwiększenie ilości szczelin, propagację już istniejących oraz zmniejszenie wytrzymałości skał spągu. W ogólnym przypadku skuteczność wzmacniania skał oblicza się w oparciu o zasięg strefy wzmocnienia, która zazwyczaj rozciąga się na odległość 2,0 2,5 m; 2-4 krotnie mniej niż rozmiar strefy skał spękanych w strefie wpływu robót eksploatacyjnych (Bulat, Vinigradov 2002). W ten sposób, przy zasięgu strefy skał spękanych przekraczającym 2,5 m, istniejące metody nie pozwalają na efektywne zapobieganie przemieszczeniom konturu wyrobiska. Takie warunki powodują wciskanie wzmocnionych skał jednym blokiem w kierunku wyrobiska w czasie rozwoju strefy spękań poza granicami strefy wzmocnionej. By zwiększyć skuteczność tych sposobów koniecznym warunkiem jest to, by głębokość strefy wzmocnienia była równa co najmniej strefie spękania skał w spągu wyrobiska. Jest to trudne do zrealizowania 1b) Rys. 1. Przekroje skał stropu (1a) i spągu (1b) w miejscach prowadzenia przebudowy wyrobisk Fig. 1. Sections of roof rocks (1a) and floor rocks (1b) in places of on-going reconstruction of excavations

82 80 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2016 technologicznie i nieopłacalne finansowo. Dlatego też, niezbędne jest nowe podejście do wzmacniania spękanych skał wokół wyrobiska górniczego. Istotne jest to, iż przy jego opracowaniu należy uwzględnić budowę geomechaniczną skał oraz wspomniany wcześniej mechanizm deformacji skał w otoczeniu wyrobiska. Autorzy artykułu na podstawie powyższego opisu zaproponowali podejście pozwalające zwiększyć stateczność skał, które opiera się na stworzeniu lokalnie wzmacnianych stref o pewnym kształcie, co pozwoli kierować wektorem przemieszczeń skał. 2. Badania modelowe Z punktu widzenia stateczności spągu wyrobiska nieobudowanego, odporność na deformacje skał ociosu wewnątrz wyrobiska jest bliska zeru. Proponuje się więc podejście oparte na stworzeniu wzmocnionej strefy skał w postaci graniastosłupa trójkątnego z wierzchołkiem skierowanym do spągu wyrobiska. System pracy proponowanego sposobu wzmocnienia przedstawiono na rysunku 2. Podążając za tym rozwiązaniem, w obszarze strefy skał spękanych 1 o promieniu R1 wokół otworów 2 tworzona jest strefa wzmocniona 3 (rys. 2а). Zmiana stanu równowagi wokół wyrobiska wywołana przykładowo zbliżeniem wyrobiska ścianowego oraz przejściem otaczającego górotworu w strefę ciśnienia eksploatacyjnego, prowadzi do zwiększenia strefy skał spękanych na wartość dr, do promienia R2. Odkształcenie skał w obszarze dr 4 towarzyszy zwiększeniu ich objętości, co oddziaływuje na skały w zasięgu strefy skał spękanych przed rozpoczęciem jej rozwoju oraz sprzyja ich przemieszczeniu w kierunku wyrobiska. Prowadzi to do przemieszczenia spągu wyrobiska o wartość Un. Przemieszczenia wzmocnionej strefy 3 w kierunku spągu wyrobiska prowadzą do rozklinowania skał w spągu wyrobiska (rys. 2c). Przy tym wzmocnione strefy wokół otworów 2 są tworzącymi klin 5, natomiast strefy ściskane w obszarze spągu oraz ociosach tworzą gniazdo dla klina. Stworzony w spągu układ działa na zasadzie zwiększającego się oporu. Schemat przestrzenny pracy proponowanego sposobu zabezpieczenia stateczności spągu wyrobiska przedstawiono na rysunku 3. Rys. 3. Schemat przestrzenny pracy proponowanego sposobu zabezpieczenia stateczności spągu wyrobiska Fig. 3. Three dimensional scheme of work of the proposed method of securing the stability of the floor of excavations Badania proponowanego sposobu wzmocnienia zostały przeprowadzone na modelach strukturalnych. Zgodnie z założeniem, w początkowym czasie badania skały w otoczeniu wyrobiska znajdowały się w niejednorodnym ośrodku dyskretnym o strukturze blokowej, będącym w stanie równowagi. W badaniach modelowych został wykonany płaski model, który składał się z metalowej spawanej ramy o wymiarach mm (rys. 4), z przednią ścianką wykonaną ze szkła. Wewnątrz modelu były umieszczone bloczki z drewna o długości mm, które odwzorowywały bloki skalne. Dla przejrzystości, bloczki zostały zabarwione różnymi kolorami. Kotwy zostały odwzorowane przy użyciu elementów stalowych o średnicy ø1 mm o długości 42 mm. W obszarze badawczym na bloczki zostały naklejone elementy papierowe, służące jako punkty reperowe. W modelu zastosowano kryterium podobieństwa geometrycznego (Sonin i in. 1961). Ośrodek został odwzorowany jako dyskretny z uwagi na powstałą wcześniej strefę spękań. Rys. 2. Schemat pracy proponowanego sposobu zabezpieczenia stateczności spągu wyrobiska: 1 strefa skał spękanych przed powstaniem stanu naprężeń deformacyjnych; 2 otwory o średnicy 50 mm, w które wtłaczana jest pianka samorozszerzalna; 3 strefy wzmocnione; 4 obszar przyrostu strefy skał spękanych z naruszeniem stanu naprężeń deformacyjnych; 5 klin skalny w spągu wyrobiska; 6 gniazdo klina Fig. 2. Scheme of work of the proposed method of securing stability of the floor of the excavation: 1 zone of the fissured rocks before the creation of the state of stress deformation; 2 boreholes; 3 reinforced zones; 4 area of growth of zone of the fissured rocks with intrusion of the state of stress deformation; 5 wedge of rock in the floor of the excavation; 6 wedge socket

83 Nr 9 PRZEGLĄD GÓRNICZY 81 Rys. 4. Rozważany model strukturalny Fig. 4. Considered structural model Źródło: opracowanie własne Do odwzorowania wyrobiska górniczego w modelu wykonano przestrzeń o odpowiednim kształcie. Odrzwia obudowy łukowej podatnej odwzorowano poprzez elementy taśmowe z mosiądzu o szerokości 10 mm. Obudowa łukowa składała się z trzech elementów: stropnicy i dwóch podatnych łuków (ociosów obudowy). Segmenty te były połączone pomiędzy sobą przy pomocy taśmy z folii aluminiowej o szerokości 6 mm oraz paska taśmy klejącej o takiej samej szerokości. Naruszenie stanu równowagi, polegające na zwiększeniu naprężeń na obrysie strefy skał spękanych odwzorowano poprzez przyłożenie obciążenia na końcach modelu. Zostało to osiągnięte poprzez równomierne dokręcanie śrub, które ściskały elementy gumowe wypełnione wodą, ułożone wzdłuż konturu modelu. Kolejne etapy obciążeń odwzorowywano poprzez dwu i trzykrotne zwiększenie siły docisku śrub. Dzięki temu osiągnięto hydrostatyczny stan naprężenia, nie rejestrując przy tym konkretnej wartości. W związku z tym uzyskane wyniki należy oceniać jakościowo. Model wykonano w skali 1:50. Po każdym etapie obciążenia fotografowano przemieszczenia reperów za pomocą kamery zainstalowanej na statywie. Otrzymane zdjęcia zostały poddane analizie, następnie za pomocą programu Kompas-3D określano zmianę przemieszczeń reperów. Eksperymenty przeprowadzono na trzech modelach: 1. z niewzmocnionym spągiem, 2. ze wzmocnionym spągiem przy pomocy kotew (kształt wzmocnionego obszaru prostopadłościan z podstawą równoległą do spągu wyrobiska), 3. ze wzmocnieniem lokalnym spągu w postaci graniastosłupa trójkątnego odwzorowanego poprzez sklejenie drewnianych bloczków w postać trójkątną z wierzchołkiem skierowanym w kierunku spągu wyrobiska. Proces etapowego deformowania skał stropu i spągu podczas zwiększania naprężeń przy wzmocnieniu spągu kotwiami, zainstalowanych prostopadle do uwarstwienia, można obserwować na podstawie deformacji modeli przedstawionych na rysunku 5. Analiza wyników badań wykazała, że deformacje w stropie mają podobny charakter do deformacji występujących w modelu bez wzmocnienia spągu. W spągu natomiast zaobserwowano różnice. Na początkowych etapach obciążenia występuje wypiętrzanie skał do wnętrza wyrobiska (rys. 5b), podczas gdy przemieszczenia są nieznaczne. Na tym etapie obciążenia wzmocnienie spągu za pomocą kotwi wykazuje dobry efekt. Ze wzrostem obciążenia formuje się fałd poniżej obszaru wzmocnionego (rys. 5b). Jego rozwój prowadzi do wciskania w przestrzeń wyrobiska całej wzmocnionej strefy jednoblokowej (rys. 5c). W ten sposób skuteczność wzmacniania skał spągu przy użyciu kotew, które powodują powstanie wzmocnionej strefy prostopadłościennej, określona jest przez głębokość kotwienia. Porównanie stanu wyrobiska po ostatnim etapie obciążenia w modelach bez wzmocnienia strefy spągu oraz z kotwieniem spągu przedstawiono na rysunkach 6a i 6b. Pokazują one stratę przekroju poprzecznego w modelu z kotwieniem spągu rzędu 33%, czyli o 12% więcej niż w modelu bez kotwienia. Maksymalne przemieszczenia spągu zakotwionego wynoszą 19% wartości wysokości wyrobiska. Wielkość strefy przemieszczeń stropu wyrobiska niezkotwionego jest o 56% mniejsza niż w modelu zkotwionym. Przy głębokości strefy wzmocnionej równej połowie szerokości wyrobiska fałd formuje się poza wzmocnioną strefą skał. Pole przekroju skał spągu wciśniętych w wyrobisko dla modelu z kotwieniem spągu jest o 27% większe. Badania wykazały, że wzmocnienie skał spągu kotwami prostopadle do spągu wyrobiska skuteczne jest tylko na początkowych etapach obciążenia. Następnie występuje wciskanie całego wzmocnionego obszaru w przestrzeń wy- а) b) c) Rys. 5. Etapowa deformacja modeli ze wzmocnieniem spągu za pomocą kotwienia (kształt obszaru wzmocnionego prostopadłościan prostokątny); a,b,c etapy obciążenia Fig. 5. Stages of the model deformations with the reinforcement of the floor by means of anchoring (shape of the reinforced rectangular cuboid); a, b, c the steps of the load

84 82 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2016 а) b) Rys. 6. Deformacja modeli po ostatnim etapie obciążenia; а) model bez wzmocnienia strefy spągu; b) model ze wzmocnieniem za pomocą kotwienia spągu Fig. 6. Deformation of the models after the final stage of the load; а) a model without increasing consolidation of the floor area; b) a model with reinforcement by means of anchoring the floor robiska oraz rozwój fałdu poza granicą strefy wzmocnionej. Jest to w pełni zgodne z wynikami obserwacji w kopalniach i zaleceniami dotyczącymi wzmacniania skał spągu kotwami. W szczególności nie jest zalecane wzmocnienie kotwami skał rozwarstwionych i spękanych. Zwiększenie skuteczności wzmocnienia spągu wiąże się ze wzrostem głębokości kotwienia (niezależnie od sposobu wzmacniania) oraz generuje wyższe koszty. W pracy przedstawiono również deformacje modelu przy wzmocnieniu spągu strefą trójkątną - graniastosłup trójkątny z wierzchołkiem skierowanym w kierunku spągu wyrobiska (rys. 7). Została ona odwzorowana poprzez sklejenie bloczków drewnianych w kształt trójkąta. Analiza wyników badań pokazuje, że przebieg deformacji w stropie jest podobny do deformacji modeli poprzednich. Przemieszczenia skał spągu znacznie się jednak różnią. W początkowych etapach obciążenia fałd powstaje w spągu wyrobiska, bezpośrednio w sąsiedztwie strefy wzmocnionej (rys. 7b). Następuje rozluźnienie oraz przemieszczenie skał po bokach wzmocnionego obszaru skał. Obserwuje się zmianę wektora przemieszczeń skał spągu modelu wzmocnionego w porównaniu z niewzmocnionym. Rozwój fałdu jest zależny od kształtu strefy wzmocnionej. Porównanie stanu wyrobiska w ostatnim etapie obciążenia w modelach bez wzmocnienia spągu i z zastosowaniem wzmocnienia pokazuje, iż zmniejszenie przekroju wyrobiska w modelu ze wzmocnieniem wynosi 26% (rys. 8). Maksymalne przemieszczenia spągu wyniosły 9,9% wartości wysokości wyrobiska, czyli 32% mniej niż w modelu bez wzmocnienia. Zasięg strefy przemieszczeń w stropie wyrobiska wzmocnionego jest o 27% większy w odniesieniu do modelu niewzmocnionego. Przy głębokości strefy wzmocnionej równej połowie szerokości wyrobiska fałd formuje się po bokach wzmocnionego obszaru skał. Strefa wpływu sięga głębokości około 65% wysokości wyrobiska. Pole przekroju skał spągu wciśniętych w wyrobisko dla modelu ze wzmocnieniem skał jest 54% mniejsze niż dla modelu bez wzmocnienia. а) b) c) Rys. 7. Etapy deformacji modeli, z lokalnym wzmocnieniem spągu (kształt obszaru wzmocnionego graniastosłup trójkątny z wierzchołkiem skierowanym do spągu wyrobiska); a, b, c etapy obciążenia Fig. 7. Stages of the models deformations with local reinforcement of the floor (the shape of the reinforced - triangular prism with the apex pointing to the floor of the excavation); a, b, c the steps of the load

85 Nr 9 PRZEGLĄD GÓRNICZY 83 a) Rys. 8. Deformacja modeli na ostatnim etapie obciążenia, a) model bez wzmocnienia, b) model ze wzmocnieniem spągu (kształt obszaru wzmocnionego graniastosłup trójkątny z wierzchołkiem skierowanym do spągu wyrobiska) Fig. 8. Deformation of the models in the last stage of the load, a) a model without reinforcement, b) a model with the reinforcement of the floor (the shape of the reinforced - triangular prism with the apex pointing to the floor of the pit) b) 3. Podsumowanie Na podstawie przeprowadzonych badań stwierdzono, że w warunkach intensywnych przemieszczeń metody ochrony wyrobisk oparte na wzmocnieniu oraz odprężeniu lokalnym nie zapewniają stateczności skał w otoczeniu wyrobiska. Jest to spowodowane wzrostem głębokości prowadzonej eksploatacji, gdzie strefa spękań sięga od 5 m do 10 m. Skały w zasięgu strefy spękań składają się z różnorodnych frakcji i mają niejednolitą strukturę, która w pierwszym przybliżeniu może być przedstawiona jako ośrodek dyskretny o budowie blokowej. Przy wzmocnieniu skał spągu w postaci graniastosłupa trójkątnego obserwowana jest zmiana wektora przemieszczeń skał otaczających. Wyraźnie jest to obserwowane w przypadku obszarów rozwarstwienia skał, propagacji spękań na ociosie i spągu wyrobiska poza granicami strefy wzmocnionej. Przy stworzeniu wzmocnionego obszaru w postaci graniastosłupa trójkątnego z wierzchołkiem skierowanym w kierunku spągu wyrobiska osiąga się najlepszy wynik zmniejszenia przemieszczeń skał do wnętrza wyrobiska. Na podstawie danych z eksperymentu, objętość skał spągu wypiętrzonych do wyrobiska zmniejszyła się ponad dwukrotnie, a przemieszczenia skał spągu zmniejszyły się o 32%. Świadczy to o skuteczności prezentowanego sposobu wzmocnienia skał. Literatura BULAT А.F., VINOGRADOV V.V Oporno-ankernoje kreplenije gornych vyrabotok ugolnych shacht. Dniepropietrovsk Vilno s 372. KUZNIECOV G.N., BUDKO M.N., VASILIEV J.I., SZKLIARSKI M.F, JUREVICH G.G Modelirovanije projavlenij gonogo davlenija. Izdatelstvo Niedra, SONIN S.D., SZEJCHET M.N., THERNIAK I.L Proba s pythenijem pothvy gornych vyrabotok vzryvanijem kamyfletnych zarjadov. Shachtnoje Stroitelstvo 3. s THERNIAK I.L Provyshenije ustujthivosti podgotovitielnych vyrabotok. Izdatelstvo Niedra 256s. ZASLAVSKI J.Z., LOPOTUCHIN Е.А., DRUZKO Е.B., KATHAN I.W Inekcjonnoje uprothnenije gornych porod. Izdatelstvo Niedra, s 176. Artykuł wpłynął do Redakcji - styczeń 2016 Artykuł zaakceptowano do druku

86 84 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2016 UKD (437.3): (437.3): /.168 Specyfika procesu samozapalenia węgla w ponownie otwartych, a wcześniej otamowanych miejscach zagrzania Characteristics of the process of coal spontaneous combustion in the re-opened, previously sealed heating areas Prof. Ing. Boleslav Taraba, CSc.* ) Ing. Zdenek Pavelek, PhD.** ) Prof. Ing. Pavel Prokop, CSc.*** ) Treść: W artykule omówiono podstawowe zagadnienia realizowanego projektu ČBÚ Otwieranie pól pożarowych i ocena wskaźników dla bezpieczeństwa robót w obszarach dotkniętych pożarem. W części pierwszej podane są wyniki badań analitycznych poszczególnych zjawisk samozapalenia węgla w otwieranych wyrobiskach ścianowych w kopalniach Zagłębia Ostrawsko-Karwińskiego. Stwierdzono, że koniecznym warunkiem dla opanowania procesu ponownego samozapalenia w otwieranym polu pożarowym jest jego otamowanie (zamknięcie) na czas dłuższy niż 0,5 roku. Na podstawie badań laboratoryjnych porównywano zachowanie się węgla w procesie oksydacyjnym w polach nieobjętych pożarem i w polach objętych pożarem. Badania laboratoryjne wykazały, iż w obszarach z powtarzającym się otwieraniem pól pożarowych można oczekiwać wyższych koncentracji CO przy zachowaniu jednakowej temperatury złoża pożarowego, aniżeli w obszarach z pierwszym zdarzeniem samozapalenia. Stwierdzono również, że węgiel z bliskich okolic (ugaszonego) ogniska samozapalenia ulega procesowi samozapalenia zdecydowanie łatwiej w porównywaniu z węglem, który nie był narażony na samozapalenie. Abstract: This paper summarises basic results obtained during implementation of the ČBÚ Project Access to the coal mine district with spontaneous combustion process and assessment of indicators for safe work in these areas. Findings of the analysis of the spon-com incidents in the re-opened sealed heatings are reported in the first part of the contribution. As a result, the necessity to seal an underground heating for at least 6 months was proved to manage successfully the possible self-heating process in the re-opened area. Moreover, possible changes in the oxidation behaviour of coal in the spontaneous combustion site were studied with two main conclusions being drawn: i) increased production of carbon monoxide can be expected at oxidation of coal in the re-opened sealed heating; ii) coal in the extinguished spontaneous combustion site gains increased susceptibility to the self-heating process. Słowa kluczowe: samozapalenie węgla, ponowne zapalenie ogniska, gazy indykacyjne Key words: coal spontaneous combustion, re-opened heating, indication gases evolution 1. Wprowadzenie * ) Uniwersytet Ostrawski, Ostrava 1, Republika Czeska ** ) OKD, HBZS, S.A. Ostrava-Radvanice, Republika Czeska *** ) VŠB-TU Ostrava-Poruba, Republika Czeska Samozapalenie węgla rokrocznie powoduje straty ekonomiczne oraz zagraża bezpieczeństwu (niestety i życiu) górników, którzy wykonują prace w wyrobiskach kopalń węgla (Cygankiewicz 2015). Chociaż wydobycie węgla maleje, problematyka samozapalenia się węgla jest nadal bardzo aktualna, także w warunkach kopalń Zagłębia Ostrawsko- Karwińskiego, które jest południowym fragmentem zapadliska górnośląskiego (hornosilezska panev). Odrębne zagadnienie tworzą przypadki, gdy dochodzi do ponownego powstania ogniska w już otwartym, a wcześniej otamowanym polu pożarowym. Zdecydowanie największa liczba tych przypadków jest związana z otwieraniem (uprzednio otamowanych) wyrobisk ścianowych (Prokop i in. 2010). Dlatego właśnie rozwiązaniu tego zagadnienia poświęcony był projekt ČBÚ Otwieranie pól pożarowych i ocena wskaźników dla bezpieczeństwa robót w obszarach dotkniętych pożarem. W artykule przedstawiono najważniejsze wyniki z realizacji wymienionego projektu. Zwrócono uwagę na ocenę dynamiki procesu samozapalenia węgla w otwieranych polach pożarowych. Dynamika tego procesu była badana podczas analizowania przypadków samozapalenia węgla w kopalniach Zagłębia Ostrawsko-

87 Nr 9 PRZEGLĄD GÓRNICZY 85 Karwińskiego. Z kolei skierowano uwagę na wyniki badań laboratoryjnych, które miały na celu ocenę możliwych różnic oksydacyjnego zachowania się węgla zlokalizowanego w pobliżu ogniska samozapalenia węgla, ale niepoddanego procesowi samozapalenia. Na zakończenie artykułu podsumowano podstawowe praktyczne aspekty, których można oczekiwać podczas otwierania otamowanych pól pożarowych utworzonych po zamozapaleniu się węgla. 2. Temperatura krytyczna samozapalenia, fazy procesu samozapalenia Podstawowym kryterium, wykorzystanym w celu oceny stadium samozapalenia w kopalniach Zagłębia Ostrawsko- Karwińskiego (dalej OKR), jest koncepcja wywodząca się z temperatury krytycznej samozapalenia węgla T ks (Taraba i in. 2005, Banarjee 2000). Temperetura ta odnosząca się do próbek węgla z kopalń OKR waha się w przedziale około 100 ± 20 C. Po jej przekroczeniu dochodzi do gwałtownego przyspieszenia utleniania węgla. Osiągnięcie, albo też przekroczenie temperatury krytycznej samozapalenia węgla T ks uważane jest za decydujący moment w procesie samozapalenia węgla. Ze względu na brak dostępu do ogniska samozapłonu praktycznie nie można obiektywnie stwierdzić jaka panuje w nim temperatura. Dlatego zyskuje na znaczeniu pośredni sposób określania temperatury samozapalenia za pomocą wydzielających się gazowych składników indykacyjnych. Dla określania temperatury ogniska samozapalenia w kopalniach OKR wykorzystuje się stwierdzoną obecność węglowodorów nienasyconych w pobieranych próbkach gazów z górnej wnęki ściany. Oznacza to, że osiągnięcie i przekroczenie temperatury krytycznej T ks sygnalizuje obecność etylenu, propylenu albo też wodoru w próbkach gazów pobieranych w nadścianowych chodnikach wentylacyjnych. Jeśli w próbkach gazów zostanie stwierdzony acetylen, oznacza to, że temperatura w ognisku przekracza 200 C, a zatem proces samozapalenia przechodzi w ogień otwarty. Na rysunku 1 przedstawiony jest tzw. termometr gazowy, stosowany w OKR. Dla oceny stanu samozapalenia w wyrobiskach ścianowych zaproponowano podział procesu samozapalenia na trzy odrębne fazy (Taraba i in. 2006): 1. Faza przedkrytyczna (do temperatury 100 C), która charakteryzuje się tym, że jeszcze nie została osięgnięta temperatura krytyczna procesu samozapalenia Tks. 2. Faza krytyczna (w przedziale temperatur 100 C 200 C), która charakteryzuje się przekroczeniem temperatury krytycznej samozapalenia węgla Tks, jednak samozapalenie nie przekształciło się jeszcze w ogień otwarty *. 3. Faza palenia się węgla (ponad 200 C), samozapalenie przechodzi w ogień otwarty. 3. Analiza procesu samozapalenia w otwartych polach pożarowych w kopalniach OKR Przeprowadzono analizę 9 przypadków samozapalenia węgla, które po roku 2000 miały miejsce w wyrobiskach ścianowych OKR, i w których nastąpiło powtórne otwarcie pola pożarowego. We wszystkich analizowanych przypadkach doszło do pierwszego otamowania wyrobiska ścianowego w fazie jego likwidacji. W trakcie tamowania wyrobiska ścianowego roboty prowadzono w trybie awaryjnym, kiedy proces samozapalenia zdecydowanie osiągnął już 3 fazę (palenie się węgla) z ewidentnym wydzielaniem acetylenu i z zadymieniem. Z przeprowadzonej analizy wynikło, że do awaryjnego Rys. 1: Termometr gazowy z podanymi temperaturami początkowymi pojawienia się gazów indykacyjnych w gazach pożarowych powstałych podczas utleniania węgla w OKR (wytłuszczone odcinki podają temperaturę początkową najczęściej pojawiającego się gazu w dymach, pozostałe odcinki oznaczają cały interwał temperatur początkowych, w czasie wykrycia w dymach danego gazu). Termometr ten opracowano na podstawie pomiarów VVUÚ Radwanice, ÚGN AV ČR Poruba, VŠB Ostrava Fig. 1. Indication gas thermometer with denoted temperature ranges when indication gases for spontaneous heating are emerging at oxidation of OKD coals (thick lines denote initial temperatures of the most abundant appearance of the given compounds, thin lines indicate the whole temperature interval of the initial appearance temperatures as measured for coal samples of the OKD; based on the measurements of VVUÚ Radvanice, ÚGN AV ČR Poruba, VŠB TU Ostrava, Ostrava University) otamowania likwidowanych wyrobisk ścianowych dochodziło w przedziale dni od zakończenia robót wydobywczych (przeciętnie po 32 dniach). Wyjątkiem było wyrobisko ścianowe w Kopalni Łazy, gdyż jego likwidacja musiała zostać przerwana już po sześciu dniach od zakończenia wydobycia.

88 86 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2016 Głównym tego powodem było prowadzenie robót w trybie awaryjnym z uwagi na brak możliwości opanowania procesu zamozapalenia. W pozostałych wyrobiskach ścianowych udawało się opanować procesy samozapalania w trakcie ich eksploatacji i ściany były prowadzone w trybie nieawaryjnym. Zasadniczą rolę miał tu miesięczny postęp wyrobiska ścianowego (min. 50 m/miesiąc, maks. 128 m/miesiąc). Cztery z badanych wyrobisk ścianowych były otwarte po czasie krótszym niż 3 miesiące. Jednak z powodu braku możliwości opanowania procesu zamozapalenia trzy z nich musiały zostać ponownie otamowane po 6-8 dniach od ich udostępnienia. Po czasie krótszym niż 3 miesiące od pierwszego zamknięcia pola pożarowego udało się opanować tylko jedno wyrobisko ścianowe, które zostało zlikwidowane i otamowane do 5 dni. Na podstawie przeprowadzonych analiz można wyciągnąć wzniosek, iż otamowanie wyrobiska ścianowego na okres krótszy niż 3 miesiące jest niewystarczające dla uspokojenia ogniska samozapalenia. Dynamika procesu zamozapalenia po otwarciu takich pól pożarowych (nieuspokojnych) charakteryzuje się gwałtownym narastaniem koncentracji CO już po kilku dniach po ich otwarciu. Inna, wyraźnie wolniejsza dynamika procesu zamozapalenia była obserwowana w przypadku otwartych pól pożarowych, które były udostępnione po czasie dłuższym niż pół roku. Na przykład w wyrobisku ścianowym w Kopalni CSA, które zostało otwarte po dziewięciu miesiącach, można było prowadzić roboty likwidacyjne przez 95 dni i w tym czasie ściana została zlikwidowana i otamowana. Podobna sytuacja miała miejsce w Kopalni Karwina, kiedy to likwidacja ściany była zakończona po 125 dniach. Wyrobisko to jednak było otamowane przez 1,5 roku. Możemy zatem stwierdzić, że niezbędną przesłanką dla opanowania procesu samozapalenia w otwartym polu pożarowym jest jego uprzednie zamknięcie na okres dłuższy niż 0,5 roku (uwaga recenzenta - w polskiej literaturze ta faza jest nazywana fazą samozagrzewania węgla ). 4. Ocena laboratoryjna procesu utleniania węgla w miejscach eksponowanych na temperaturę Celem przeprowadzonych badań laboratoryjnych była ocena praktycznego znaczenia możliwych różnic w zachowaniu się węgla w procesie utleniania w bliskich okolicach ogniska pożarowego w porównaniu z węglem niedotkniętym procesem samozapalenia, nazywanym dalej węglem pierwotnym. Próbka węgla z pola pożarowego była przygotowana w warunkach laboratoryjnych. Czynniki symulujące wpływy, które odziaływują na węgiel w pobliżu ogniska samozapalenia były wybrane w następujący sposób: zagrzewanie węgla w środowisku azotowym przez okres 5 godzin w temperaturze 200 C, resp. 250 C., utlenianie węgla tlenem przez okres 5 godzin w temperaturze 200 C, resp. 250 C., utlenianie węgla tlenem z powietrza przez okres 5 godzin w temperaturze 250 C a następnie ochłodzenie wodą (symulacja procesu gaszenia węgla wodą). Tak przygotowane próbki węgla były zbadane laboratoryjnie. Podczas badań określano skład gazów powstałych podczas utleniania próbek w przedziale temperatur 40 C 200 C (metoda cieplnego utleniania) i jego skłonność do samozapalenia (metoda przepływowej kalorymetrii pulsywnej). Jako kryterium porównania dla osiągniętych wyników na uprzednio przygotowanych próbkach, posłużyły wyniki próbek eksperymentalnych dla próbki węgla bez uprzedniego przygotowania (węgiel pierwotny). Próby laboratoryjne były wykonane na dwu typowych próbkach węgla kamiennego (gazowo-koksowego) z kopalń OKR (próbka D07 z zawartością części lotnych V daf = 24,2% i próbka TX05 z zawartością V daf = 30,5%) Obserwacje metodą cieplnego utleniania, osiągnięte wyniki Metoda cieplnego utleniania była wykorzystana podczes obserwacji dynamiki powstawania (indykacyjnych) cząstek lotnych w trakcie oksydacji (uprzednio przygotowanych próbek) węgla. Urządzenie do cieplnego utleniania składa się z reaktora termostatycznego, w którym dochodzi do utleniania węgla przy dowolnie obranych temperaturach w interwale C i z chromatografu gazowego, na którym są analizowane próbki gazów wydzielających się podczas utleniania próbki w danej temperaturze. W badanych gazach analizowano ich zawartość: tlenu, tlenku węgla, dwutlenku węgla, metanu, etanu, propanu, n-butanu, iso-butanu, etylenu, propylenu i acetylenu (Taraba i in. 2005). Przeprowadzone pomiary metodą cieplnego utleniania wykazały, że w temperaturze do 1000 C dochodzi do wyraźnego wzrostu stężenia CO uprzednio przygotowanych próbek (w porównaniu z węglem pierwotnym), i to bez względu na sposób ich uprzedniego przygotowania. Najbardziej wyraźny wzrost stężenia CO jest związany z inertyzacyjnym przygotowaniem próbki węgla, tzn. podczas cieplnego nasilenia w atmosferze beztlenowej. Mając na uwadze bezpośrednią potrzebę wykorzystania wyników w praktyce górniczej można wnioskować, że po ponownym otwarciu pól pożarowych należy spodziewać się podwyższonych poziomów stężenia CO, przy osiąganych jednakowych temperaturach ogniska pożaru, w porównaniu z polami zamykanymi po raz pierwszy. Próby laboratoryjne również wykazały pewien spadek stężenia etylenu i propylenu w próbach węgla uprzednio przygotowanych w porównaniu ze stężeniem etylenu i propylenu w próbkach węgla pierwotnego. Temperatury progowe obu węglowodorów nienasyconych pozostają jednak w przypadku uprzedniego przygotowania niezmienione (tzn. 100 C dla etylenu i 120 C dla propylenu). Z praktycznego punktu widzenia ta informacja podkreśla znaczenie również małych koncentracji węglowodorów nienasyconych w masach powietrza i to w tym sensie, że ich niskie zawartości wskazują zdecydowanie na rozwój procesu samozapalenia. Na podstawie przeprowadzonych badań można wyciągnąć wniosek, że węglowodory nienasycone można zastosować w charakterze gazów indykacyjnych, określajacych wartości progowe, w ramach monitoringu procesów samozapalenia węgla w ponownie otwieranych polach pożarowych. 4.2 Obserwacje metodą pulsacyjnej kalorymetrii przepływowej, osiągnięte wyniki Skłonność węgla do samozapalenia (tzw. reaktywność tlenowa węgla) była oceniana na podstawie wartości ciepła utleniania. Wartości te uzyskano metodą (pulsacyjnej) kalorymetrii przepływowej, gdy do przepływu gazu obojętnego dodaje się pewną ilość tlenu i sposobem kalorymetrycznym obserwuje się skutki cieplne wywołane przenikaniem danej ilości tlenu przez próbkę węglową. Wyniki pomiarów kalorymetrycznych są podawane jako ciepła q 30 (J/g), przedstawiające wartości ciepła interakcji chemicznej węgla z tlenem, wyzwalającego się w czasie trzydziestominutowego kontaktu próbki węgla z tlenem w temperaturze 30 C. Wartości q 30 (J/g) są prezentowane jako jakościowy wskaźnik reaktywności tlenowej węgla (Taraba, Pavelek 2014). Przeprowadzone pomiary ciepła oksydacyjnego uprzednio przygotowanych próbek węgla wykazały wzrost reaktywności

89 Nr 9 PRZEGLĄD GÓRNICZY 87 Rys. 2. Wpływ uprzedniego przygotowania próbki węgla TX05 na jego reaktywność tlenową Fig. 2. Effect of the pre-treatment procedure of the TX05 sample on its oxidation heat tlenowej węgla dla wszystkich typów uprzednio przygotowanego węgla. Potwierdza to wykres powstały na podstawie uzyskanych wyników próbki TX05 (rys. 2). Na rysunku 2 jest widoczny wzrost ciepła oksydacyjnego próbki węgla, która po zagrzaniu była ugaszona wodą. Najwyraźniej wzrost ciepła oksydacyjnego jest widoczny w próbkach, które były uprzednio zagrzane w środowisku obojętnym. Na podstawie zachowywania się węgla w ponownie otwieranych polach pożarowych możemy wnioskować, że węgiel poddany działaniu podwyższonej temperatury w pobliżu ogniska samozapalenia będzie podlegał procesowi samozapalenia zdecydowanie łatwiej niż węgiel, który takiemu działaniu nie był poddany. 5. Podsumowanie Na podstawie przeprowadzonej analizy przypadków samozapalenia węgla w wyrobiskach ścianowych, w których dochodziło do ponownego otwarcia pola pożarowego i zgodnie z uzyskanymi informacjami z prób laboratoryjnych uprzednio przygotowanych próbek węgla, autorzy doszli do bardzo ważnych stwierdzeń dotyczących aspektów bezpieczeństwa pracy w otwartych polach pożarowych: Zamknięcie wyrobiska ścianowego na okres krótszy niż 3 miesiące jest niedostateczne dla stłumienia procesu samozapalenia, który w trakcie zamykania ściany przechodził z fazy samozapalenia do fazy ognia otwartego. Warunkiem niedopuszczenia do wznowienia procesów samozapalenia w otwartym polu pożarowym likwidowanego wyrobiska ścianowego po jego zamknięciu jest zamknięcie tego pola na okres co najmniej 0,5 roku. W obszarach z ponownym otwarciem pól pożarowych można oczekiwać wyższego poziomu stężenia CO przy osiąganiu jednakowych temperatur ogniska samozapalenia, w porównaniu z obszarami, w których nie dokonano ponownego otwarcia. Węglowodory nienasycone można zastosować jako indykacyjne gazy (wskazujące wartości progowe) dla celów monitorowania procesu samozapalenia węgla w ponownie otwieranych polach pożarowych. Węgiel z bliskich okolic ugaszonego ogniska samozapalenia będzie podlegał procesowi samozapalenia zdecydowanie łatwiej w porównaniu z węglem, który nie był wcześniej poddany działaniu podwyższonej temperatury. Niniejsza praca została zrealizowana w ramach projektu ČBÚ i projektu LO1208 TEWEP. Literatura CYGANKIEWICZ, J Determination of critical conditions of spontaneous combustion of coal in longwall gob areas, Archives of Mining Sciences, vol. 60, issue 3, s PROKOP, P., ZAPLETAL, P., FIURASKOVA, D.: Opening of the sealed off working no affected by spontaneous combustion of coal. Archives of Mining Sciences, vol. 55, s TARABA, B., PETER, R., SLOVÁK, V., JANEK, J Oxidační proces uhlí z pohledu kritické (prahové) teploty, Uhlí- rudy- geologický průzkum, vol. 12, issue12, s BANARJEE, S.C Prevention and Combating Mine Fires, A.A.Balkema, Rotterdam, ISBN TARABA, B, PAVELEK,Z., JANEK,J., VORÁČEK,V., KRÁL,V Analýza případů samovzněcování uhlí v dolech okr - část II:. Hodnocení požárního ohrožení porubu z hlediska provedení adekvátních represivních zásahů. In Uhlí, rudy, geologický průzkum, vol.13, issue 12, s TARABA, B., PAVELEK, Z Investigation of the spontaneous combustion susceptibility of coal using the pulse flow calorimetric method: 25 years of experience, Fuel, vol. 125, s Artykuł wpłynął do Redakcji - grudzień 2015 Artykuł zaakceptowano do druku

90 88 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2016

91 Nr 9 PRZEGLĄD GÓRNICZY 89 UKD : /94 Z historii dawnych zagłębiowskich kopalń węgla (II) Ostatnia kopalnia węgla w Łagiszy Mars 1. Wprowadzenie mgr inż. Bolesław Ciepiela* ) Łagisza, dziś dzielnica Będzina znana jest z dawnych, pierwszych w tym regionie kopalń węgla kamiennego. Miejscowość ta znajduje się w granicach obszarów górniczych kopalń Grodziec (w części wschodniej) i Paryż (w części zachodniej). Początki stwierdzenia pokładów węgla w Łagiszy sięgają 1874 roku. Wtedy, po przydzieleniu koncesji na eksploatację węgla M. Stochelskiemu z Zagórza, uruchomiono kopalnię węgla Antoni. Druga z większych kopalń węgla w tej miejscowości, kopalnia Lipno została uruchomiona w 1900 r. przez Józefa Lipińskiego. W Łagiszy było 12 kopalń węgla, ostatnią była kopalnia Mars (rys. 1), (Ciepiela, Zygmunt 1993, Kowalski i in. 2012). 2. Z historii łagiskich kopalń węgla Jak już wspomniano, w Łagiszy było 12 kopalń węgla o różnym czasookresie istnienia i wielkości wydobycia. Bazowały na pokładach grupy brzeżnej (600 i 700) (grupę brzeżną zdefiniowano w latach XX wieku - uwaga red.). Kopalnie węgla w Łagiszy prowadziły swoją działalność na obszarze o powierzchni około 315 ha. Poniżej (tabela 1) podano podział łagiskich kopalń węgla według czasu uruchomienia i są to: grupa pierwsza kopalnie powstałe w XIX w wieku: Biskupi Bór, Aleksander, Antoni, Franciszek, Kazimierz, Witold. Druga grupa to kopalnie powstałe na początku XX wieku. Są to: Lipno, Andrzej III, Alma, Adela. Do trzeciej grupy zaliczono kopalnie powstałe po I wojnie światowej i są to: Mars i Mała Łagiszanka. Można też usystematyzować łagiskie kopalnie według wielkości wydobycia (tabela 2). Pierwsza grupa w tym podziale to te, które mają wyższą produkcję i dłuższą żywotność i są to: Antoni, Lipno, Mars, a w drugiej grupie są pozostałe: Aleksander, Adela, Alma, Andrzej III, Bory Rys. 1. Nadania górnicze kopalni Grodziec i Paryż otoczenie kopalni Mars (vel Biskupi Bór ), Franciszek, Kazimierz, Mała Łagiszanka i Witold (rys. 2) (Ciepiela 1998). Rys. 2. Mapa Zagłębia Dąbrowskiego z lokalizacją łagiskich kopalń węgla, 1909 r. * ) Autor niezależny, Będzin

92 90 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2016 Tabela 1. Zestawienie kopalń wg czasu ich powstania i wielkości Grupa kopalń wg czasu Nazwa kopalni Rok uruchomienia Czas istnienia uruchomienia I powstałe w XIX w. Biskupi Bór b.d. II poł. XIX w. Aleksander Franciszek Kazimierz Witold Antoni II powstałe na początku XX w. Lipno Andrzej III Alma Adela III powstałe po I wojnie światowej Mars Mała Łagiszanka 1926 b.d. Tabela 2. Usystematyzowanie kopalń wg wielkości wydobycia i dłuższej żywotności Lp. Nazwa kopalni Wydobycie roczne Głębokość eksploatacji (m) Eksploatowane pokłady węgla rok t. 1. Antoni ,810, Lipno , 829, Mars , Aleksander 1886 ok. 400 b.d. b.d. 5. Adela b.d. b.d. 6. Alma ok ,816, Andrzej III , Bory (Biskupi Bór) II poł XIX w. b.d. b.d. b.d. 9. Franciszek 1880 ok. 530 b.d. b.d. 10. Kazimierz b.d. b.d. 11. Mała Łagiszanka b.d. b.d. 12. Witold b.d. b.d. Ważniejsze parametry łagiskich kopalń węgla podano w tabelach 1 i Kopalnia węgla kamiennego Mars Z historii kopalń trzech planet Kopalnia Mars była trzecią z kopalń trzech planet, największą i ostatnią łagiską kopalnią. Istniała na polach górniczych już wcześniej eksploatowanych przez kopalnię Alma w latach , założoną przez spółkę Alma. W 1920 r. nieczynną kopalnię Alma nabyło Towarzystwo Górniczo-Przemysłowe Saturn. W 1921 r uruchomiło ją pod nazwą Mars (Jaros 1972). Jako samodzielna jednostka przetrwała do czerwca 1945 r. Wspomniane Towarzystwo G-P Saturn pod dyrekcją Henryka Siwczyńskiego uruchomiło wcześniej, tj. w 1887 r kopalnię Saturn w Czeladzi. Kopalnię tę miał poprzednio ówczesny właściciel majątku księcia Zuhohenlohe-Oehringen z Górnego Śląska. Poszukiwanie węgla w tym rejonie zapoczątkował około 1870 r. Ludwik Kozłowski. Warto przypomnieć, że kopalnię tę w 1900 r. wraz z majątkiem ziemskim kupiło Towarzystwo G-P Saturn, założone przez przemysłowców łódzkich (Jaros 1972). Trzecią zagłębiowską kopalnią węgla z tzw. trzech planet była kopalnia węgla Jowisz w Wojkowicach. Została zbudowana przez Towarzystwo Saturn w latach Eksploatowała od 6 XI 1912 r (Jaros 1972). Usytuowanie kopalni Znajdowała się wśród lasów. Eksploatowane złoże węglowe wybierane było pod częścią Łagiszy w przysiółkach Bory, Podłosie, a nawet Niepiekło. Teren eksploatacji znajdował się w granicach obszaru górniczego kopalni Paryż w Dąbrowie Górniczej. Do kopalni prowadziła droga równoległa do toru kolejowego relacji Ząbkowice Tarnowskie Góry. Droga wykonana była z kamienia wapiennego. Dojeżdżały nią furmanki po węgiel. Zjazd na drogę był tuż za mostem kolejowym. Kopalnia Mars była stosunkowo małym zakładem przemysłowym, ale dawała pracę i utrzymanie wielu rodzinom. Pracowali w niej ludzie przede wszystkim z Łagiszy, ale również z Sarnowa i Preczowa. Wśród zatrudnionych był m. in. Edward Ciuk, później profesor w Państwowym Instytucie Geologicznym w Warszawie, Dyrektor Generalny Górnictwa, odkrywca wielu złóż węgla brunatnego w Polsce. Na portierni pracowali na zmianę ludzie, wpuszczając na kopalnię pracowników. Ich zadaniem było otwieranie i zamykanie bramy wjazdowej oraz bicie w gong o godzinach wyznaczających rozpoczynanie i kończenie pracy. Potem, kiedy była kotłownia, obowiązek ten przejął buczek parowy. Poniżej na foto. 1 4 przedstawiono poglądowy obraz kopalni, jej związki z ludźmi i działaczami sportowymi przykopalnianego klubu ŁKS Mars (Ciepiela 2008). Na Marsie był tylko jeden dom mieszkalny, piętrowy drewniak. Mieszkali w nim Sobolowie, Świderscy,

93 Nr 9 PRZEGLĄD GÓRNICZY 91 Rys. 3. Mapa robót górniczych kopalni Mars Dudkiewiczowie, Warońscy oraz po Goibionach, (który przeszedł na Saturn ) Antoni Strzałkowski z rodziną. Foto. 1. Wydawanie węgla na furmanki Foto. 3. Brygada remontowa na terenie b. kopalni Mars. Początek lat 30. Foto. 2. Pożegnanie dyrektora kopalni Mars z 1929 r. (rozpoznano osoby: Pałucha, F. Raducki - kierownik szkoły, S. Raducka, Sitkowa, Łyszkiewiczowa, Dróżdż wójt gminy Łagisza, I. Lasotowa, L. Gorzkowska) Foto. 4. Zarząd klubu sportowego ŁKS Mars w Łagiszy, wrzesień 1934 r.

94 92 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2016 Foto. 5. Okładka książki Wspomnienia. Trzy pokolenia Strzałkowskich. Od lewej: Antoni zawiadowca kopalni Mars, syn Kazimierz - Naczelny Inżynier KWK Mysłowice, wnuk Piotr - profesor Politechniki Śląskiej w Gliwicach Okres II wojny, ruch oporu i wypadki w kopalni Przez długie lata ( ) w kopalni pracował inż. Antoni Strzałkowski, pełniąc w niej funkcję zawiadowcy. Ze wspomnień syna - Kazimierza Strzałkowskiego wiadomo, że kiedy miał 15 lat, w maju 1940 r. zginęło dwóch górników wskutek przebicia chodnikiem do filara granicznego dzielącego dwie kopalnie. Wówczas woda wdarła się do dolnych poziomów kopalni Mars, odcinając drogę ucieczki górnikom, zatrudnionym przy drążeniu chodnika w tym filarze. W tym czasie Antoni Strzałkowski nie był winny wypadkowi, ale winę ponosił Czarnecki (nie był jednak ukarany). W 1941 r. rozpoczęły się aresztowania, w tym pracowników kopalni Mars, m.in. Sobola. Dzięki żandarmowi Kobsińskiemu z posterunku w Łagiszy A. Strzałkowski wyjechał do Generalnej Guberni (1941 r.), wcześniej ratując przed aresztowaniem dwóch członków Organizacji Orła Białego (Zygmunt Szymczyk i Antoni Ferdynand). W tym czasie z kopalni Mars wywiezieni zostali do obozów hitlerowskich inni członkowie wspomnianej organizacji: Michał Adamiec, Stefan Bogacz, Antoni Bałdys, Stefan Gawęda, Józef Jakubczyk, Franciszek Kucharczyk, Stefan Jędrzejczyk, Bronisław Majcherczyk, Bolesław Piskorczyk, Roman Sobol (urzędnik kopalni Mars ), Bronisław Saczewski, Andrzej Śliwowski, Stanisław Kubik (Ciepiela, Zygmunt 1993). Opis prowadzonej eksploatacji Kopalnia Mars udostępniana była czterema upadowymi i jednym szybem wentylacyjnym. Eksploatowano w niej pokłady węgla grupy brzeżnej (warstwy florowskie) Fo (808), FI (805), FIII (816). Głębokość prowadzonej eksploatacji zmieniała się od 40 do 80 m, wyjątkowo osiągała 250 m. Grubość eksploatowanych pokładów osiągała wartości rzędu 1,0 2,0 m. Z posiadanych map udostępnionych przez dział mierniczo-geologiczny kopalni Paryż wynika, że w bliskim sąsiedztwie przysiółka Bory był pokład dochodzący do 2,5 m grubości i na zachód od przysiółka Podłosie o grubości pokładu 0,9 m do 1,2 m. W czerwcu 1945 r. w kopalni Mars zakończono eksploatację (tab. 4). przyłączono ją do kopalni Paryż w Dąbrowie Górniczej, przestała być samodzielną jednostką. Od 1 stycznia 1945 r. do Paryża przyłączono też kopalnie: Reden, Koszelew pod wspólną nazwą Kopalnia Węgla Kamiennego Generał Zawadzki. Tabela 3. Charakterystyka prowadzonej eksploatacji Lp. Wyszczególnienie Kopalnia Mars Kopalnia Mars, dośw. GIG 1. Eksploatowane pokłady F3 (810, 808) FO (808) 2. Okres eksploatacji Powierzchnia powstałych zrobów (m) 1500 x x Systemy eksploatacji komorowy filarowo-zabierkowy w latach Udostępnienie złoża upadowe I, II i szyb wentylacyjny zabierkowo-chodnikowy filarowy upadowe i szybik o głęb. 34 m 6. Głębokość eksploatacji Tabela 4. Rozwój wydobycia w kopalni Mars (Luksa 1959) Rok Wydobycie (t) Rok Wydobycie (t) Rok Wydobycie (t)

95 Nr 9 PRZEGLĄD GÓRNICZY 93 Rys. 4. Mapa robót górniczych upadowej Mars Kopalnia Doświadczalna GIG, próby zgazowania węgla w pokładzie 808. (Zdj. ze zbiorów działu mierniczo-geologicznego KWK Paryż ) Mars jako kopalnia doświadczalna GIG W latach 50. XX wieku na terenie byłej kopalni Mars funkcjonowała stacja doświadczalna Głównego Instytutu Górnictwa w Katowicach. Przeprowadzano tu do 1958 roku próby podziemnej gazyfikacji węgla w pokładzie FO (808) o grubości 1,0 1,2 m. 3. Ludzie kopalń łagiskich W historii górnictwa węglowego na terenie Łagiszy przewijają się nazwiska osób zasłużonych dla rozwoju górnictwa węglowego na tym terenie. Jedni dzierżawili kopalnie, inni byli udziałowcami spółek-właścicieli. Byli to miedzy innymi: Cederbaum, Józef Chełmicki, Mieczysław Danielewicz, rodzina Dulów: Jan, Kazimierz i Sebastian; Ludwik Grabiański, Ingster, P. Lamprecht, Józef Lipiński, Salamon Łaznowski, Łubieński, Gustaw Nordman, Stanisław Olszewski, Michał Ornatkiewicz, Ostrowski, Kazimierz Przesmycki, Henryk Siwczyński, Maciej Stochelski, C.G. Schoen, Świeżewski, Henryk Szeligowski, Stefan Walczak, Aleksander Wanert, Konrad Wertheim, Józef Wrzosek, Salamon Żmigrod, Zendel Żmigrod. W okresie istnienia górnictwa węglowego w Łagiszy pojawiło się wielu cennych i zasłużonych ludzi, zarówno robotników, jak i inżynierów. Niektórzy wnieśli poważny wkład w rozwój górnictwa w Polsce. Po przejściu do pracy w innych kopalniach, poza omawianym terenem, zajmowali niejednokrotnie odpowiedzialne, wysokie stanowiska w hierarchii górniczej. Z dostępnych, publikowanych notek biograficznych w Przegladzie Górniczym w haśle Salamandra z lat wybrano pięć postaci inżynierów, którzy pracowali w Łagiszy. Są to: Stanisław Goibion, Stanisław Parysiewicz, Tadeusz Paleczny, Antoni Strzałkowski, Jan Wengris. STANISŁAW GOIBION ( ). Urodził się 19 listopada w Siewierzu. W 1916 roku ukończył Instytut Górniczy w Piotrogrodzie. Pracował najpierw w Zagłębiu Donieckim, następnie w Towarzystwie Górniczo-Przemysłowym Saturn w Czeladzi, gdzie w latach był zawiadowcą kopalni Mars, następnie do 1940 r. był zawiadowcą w kopalni Saturn. W latach II wojny światowej był więziony i przebywał w obozach. Po wyzwoleniu pracował kolejno w Katowickim Zjednoczeniu Przemysłu Węglowego, w kopalni Wieczorek na stanowisku dyrektora, w Zjednoczeniu Przemysłu Węgla Brunatnego, w Biurze Projektów Przemysłu Węglowego w Katowicach. Będąc na emeryturze, mieszkał w Katowicach, gdzie zmarł 21 czerwca. STANISŁAW PARYSIEWICZ ( ). Urodzony 28 stycznia w Puławach. W 1900 r. ukończył Akademię Górniczą we Freibergu. W latach był zawiadowcą kopalni Antoni. Kontynuował pracę w kopalniach: Hr. Renard, Krystyna, Sobieski, gdzie był dyrektorem. Następnie zatrudniono go w Krakowskim i Jaworznickim Zjednoczeniu Przemysłu Węglowego, jako głównego inżyniera. Jego syn Witold Parysiewicz był profesorem Politechniki Śląskiej. Stanisław zmarł 2 grudnia w Wiśle. TADEUSZ PALECZNY ( ). Urodził się 3 kwietnia w Żywcu. W 1930 ukończył Akademię Górniczą w Krakowie. Następnie pracował kolejno w kopalniach: Modrzejów i Lipno w latach jako kierownik ruchu. Później pracował w kopalni Pokój i Eugeniusz na Zaolziu. Po 1945 r. był dyrektorem kopalni Marcel, następnie pracował w Rybnickim Zjednoczeniu Przemysłu Węglowego. Zmarł 26 maja w Katowicach. ANTONI STRZAŁKOWSKI ( ). Urodził się 17 stycznia w Siedlcach. W latach studiował w Akademii Górniczej w Przybramie, uzyskując tytuł inżyniera górniczego. Po studiach pracował kolejno w Biurze Handlu Węglem w Sosnowcu, w Towarzystwie Saturn w Czeladzi, w kopalni Jowisz w Wojkowicach Komornych. W latach był zawiadowcą kopalni Mars w Łagiszy. W czasach II wojny światowej pracował na roli w woj. kieleckim. Od 1945 r. pracował kolejno w Zabrzańskim Zjednoczeniu Przemysłu Węglowego jako inspektor, następnie był dyrektorem w kopalniach Concordia i Niwka-Modrzejów, inspekto-