INŻYNIERÓW I TECHNIK SZY T S

Transkrypt

1 ISSN X INŻYNIERÓW STOWARZYSZENIE I TECHNIKÓW GÓRNICTWA

2

3 PRZEGLĄD Nr 4 GÓRNICZY 1 założono r. MIESIĘCZNIK STOWARZYSZENIA INŻYNIERÓW I TECHNIKÓW GÓRNICTWA Nr 4 (1132) kwiecień 2017 Tom 73 (LXXIII) Dr hab. Bogusław Michalik* ) Spodziewane zmiany przepisów dotyczących wód i osadów kopalnianych w kontekście konieczności wdrożenia wymagań znowelizowanej dyrektywy Euratom The expected changes in regulations concerning mine waters and sediments in the light of the new ERATOM directive requirements Treść: W grudniu 2013 roku została opublikowana DYREKTYWA RADY 2013/59/EURATOM, w sposób istotny zmieniająca istniejące obecnie wymagania dotyczące ochrony przed podwyższoną promieniotwórczością naturalną. Nowe wymagania powinny być wdrożone do polskiego prawa do marca 2018 roku. Wprowadzane zmiany mogą w stopniu istotnym wpłynąć na system ochrony radiologicznej funkcjonujący obecnie w podziemnych zakładach górniczych, w szczególności w zakresie gospodarki wodami złożowymi zawierającymi podwyższone stężenia radu. W artykule przedstawiono spodziewane rozwiązania prawne oraz przeanalizowano wynikające z nich skutki dla zakładu górniczego. Abstract: In December, 2013 the New Council Directive 2013/59/EURATOM was published which changes substantially currently existing legal requirements concerning protection against enhanced natural radioactivity. The new regulations must be introduced into Members States national legal systems till the end of March, The new regulations may significantly affect radiation protection system being in use in underground coal mines especially in case of management of radium-rich formation water. In the paper, the expected legal solutions have been highlighted and derived consequences for a coal mine analyzed. Słowa kluczowe: promieniotwórczość naturalna, zagrożenie radiacyjne, prawo key words: natural radioactivity, radiation risk, law 1. Wstęp Zagadnienia związane z zagrożeniem radiacyjnym są regulowane w Polsce przez ustawę Prawo atomowe (Obwieszczenie ) oraz wynikające z niej przepisy wykonawcze. Struktura systemu ochrony radiologicznej w części deskryptywnej polega na ustaleniu limitów zagrożenia radiacyjnego w postaci tzw. dawek granicznych, które w normalnych warunkach nie mogą być przekroczone. Egzekwowanie tego wymogu jest prowadzone przez ustanowienie systemu nadzoru, polegającego na licencjonowaniu (autoryzacji) działalności związanej z wykorzystaniem źródeł promieniowania. Obecny system opiera się na konieczności zgłoszenia lub uzyskaniu zezwolenia na prowadzenie działalności w warunkach narażenia na promieniowanie. Nadzór sprawowany jest przez Państwową Agencję Atomistyki (PAA). Aktualne wymagania dotyczące problemu monitoringu zagrożenia radiacyjnego związanego z obecnością substancji * ) Główny Instytut Górnictwa, Katowice zawierających podwyższoną zawartość naturalnych nuklidów promieniotwórczych (NORM - Naturally Occurring Radioactive Materials), zawarte w Prawie atomowym odzwierciedlają zalecenia Dyrektywy Rady UE 29/96 EURATOM z dnia 13 maja 1996 r. (Dyrektywa ). Dyrektywa ta zobligowała państwa członkowskie do zidentyfikowania obszarów występowania NORM i, w sytuacji kiedy jest to uzasadnione, do podjęcia odpowiednich działań zapobiegawczych. Obowiązek kontroli zjawisk związanych z NORM wynika również z art. 35 Traktatu Euratom (Traktat 1957), którego Polska jest sygnatariuszem (Weryfikacja ). Szczegółową analizę istniejącej sytuacji prawnej oraz problemu z interpretacją istniejących przepisów w kontekście górnictwa węgla kamiennego omówiono w artykule opublikowanym w 2009 roku (Michalik 2009). W grudniu 2013 roku ukazała się nowelizacja (Dyrektywa ) - DYREKTYWA RADY 2013/59/EURATOM z dnia 5 grudnia 2013 r. ustanawiająca podstawowe normy bezpieczeństwa w celu ochrony przed zagrożeniami wynikającymi z narażenia na działanie promieniowania jonizującego oraz

4 2 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 uchylająca dyrektywy 89/618/Euratom, 90/641/Euratom, 96/29/Euratom, 97/43/Euratom i 2003/122/Euratom (Dziennik ). W dyrektywie tej wymaga się, aby problem NORM został włączony do jednolitego systemu ochrony radiologicznej, uwzględniającego wszelkie przejawy zagrożenia wynikającego z obecności materiałów promieniotwórczych (Art. 2). Na etapie organizacji systemu nadzoru dyrektywa nakazuje krajom członkowskim przeprowadzenie identyfikacji wszelkich działalności, w których wykorzystuje się NORM (Art. 23). Co jest bardzo istotne, wymóg ten dotyczy nie tylko nowych działalności, ale również już prowadzonych. W celu ułatwienia procesu identyfikacji w załączniku nr VI zasugerowany został wykaz dziedzin przemysłu, w których należy spodziewać się problemów z NORM. W świetle dostępnych danych na temat występowania NORM jest jasne, że wymóg ten będzie powodował istotne zwiększenie liczby podmiotów objętych nadzorem. Z tego względu, istniejący obecnie dwustopniowy system nadzoru ma zostać zastąpiony systemem trzystopniowym. Wprowadzony dodatkowy stopień zgłoszenie lub powiadomienie umożliwia objęcie systemem nadzoru właśnie tego typu działalności, nie generując jednocześnie niewspółmiernych do poziomu zagrożenia konsekwencji. Z założenia wynika, że na poziomie powiadomienia system może się ograniczyć do okresowych inspekcji (Art. 24). Rozszerzając obowiązek nadzoru, dyrektywa ustala jednocześnie kryteria wyłączenia lub zwolnienia z niego na podstawie stężenia promieniotwórczego, ustalając tzw. clearance level (poziom zwolnienia, tab. 1.). Nie określa jednak precyzyjnie trybu postępowania w przypadku przekroczenia tego poziomu. W rezultacie, ostatecznym kryterium pozostaje kryterium w postaci dawki granicznej, co wiąże się z koniecznością skomplikowanej oceny zagrożenia. Ustalając odrębne poziomy zwolnienia z kontroli dla naturalnych nuklidów promieniotwórczych dyrektywa jednocześnie nie określa, czy dla NORM, sklasyfikowanego jako odpad, znajdują zastosowanie kryteria przewidziane dla odpadów promieniotwórczych. Tabela 1. Wartości stężenia promieniotwórczego przyjęte w celu wyłączenia lub zwolnienia z kontroli materiałów zawierających naturalne nuklidy promieniotwórcze Table 1. Activity concentration limits for natural radionuclides in solid materials used as clearance and exemption levels Nuklid Poziom zwolnienia Naturalne nuklidy 1 kbq kg -1 promieniotwórcze z szeregu U-238 Naturalne nuklidy 1 kbq kg -1 promieniotwórcze z szeregu Th-232 K kbq kg -1 W przypadku substancji ciekłych zapisy dyrektywy nie są już tak jednoznaczne i mogą, w zależności od interpretacji, powodować konieczność objęcia zakładów górniczych, odprowadzających wody radowe na powierzchnię, nadzorem na wyższym poziomie. Kraje członkowskie są zobligowane do wdrożenia wymagań tej dyrektywy do marca 2018 roku. 2. Problem dopuszczalnego poziomu radu w wodach odprowadzanych do cieków powierzchniowych W przypadku substancji ciekłych odprowadzanych do środowiska dyrektywa nie ustala poziomów zwolnienia wyrażonych jako stężenie promieniotwórcze, wskazując jedynie kiedy powinien być realizowany nadzór. Przyjęcie takiego rozwiązania wynika z faktu, że w przypadku substancji ciekłych, okoliczności ich powstawania i odprowadzania do środowiska, w znacznie większym stopniu niż w przypadku substancji stałych, wpływają na ostateczny poziom zagrożenia radiacyjnego. I tak, art. 25 ustalający zasady powiadomienia podkreśla, że jeżeli dana działalność, niezależnie od stwierdzonego stężenia, może wpłynąć na jakość zasobów wody pitnej lub może wpłynąć na wszelkie inne drogi narażenia, właściwy organ może wprowadzić wymóg objęcia działalności zgłoszeniem. Z kolei, art. 28 określający warunki wydawania licencji (najwyższy poziom nadzoru) stwierdza, że państwa członkowskie wymagają licencji w przypadku (między innymi) działalności, w których uwalniane są znaczące ilości materiału promieniotwórczego wraz z lotnymi lub ciekłymi uwolnieniami do środowiska. W praktyce wymagania te nakładają obowiązek oceny każdego przypadku indywidualnie, nie ustalając jednocześnie jednoznacznych kryteriów odniesienia. W praktyce trudno będzie udowodnić, że odprowadzanie na powierzchnię wód zawierających rad nie stwarza zagrożenia dla zasobów wody pitnej. Zatem, należy się spodziewać, że praktycznie każda kopalnia zobowiązana będzie do powiadomienia o fakcie odprowadzania wód dołowych na powierzchnię, a biorąc pod uwagę ilości tych wód, należy również liczyć się z koniecznością uzyskania licencji. Zakładając jednak pragmatyczne podejście, z dużym prawdopodobieństwem można przyjąć, że PAA w obliczu licznych powiadomień z kopalń może dążyć do ustalenia pewnego poziomu zwolnienia z obowiązku kontroli w sposób analogiczny jak ma to miejsce w przypadku materiałów stałych. Ustalenie takiego poziomu wiąże się z koniecznością przeprowadzenia długotrwałych obserwacji, których wyniki, w świetle braku jednoznacznie zdefiniowanej metodyki, mogą zawsze być kwestionowane. Stąd też należy się spodziewać, że jeżeli takie poziomy zostaną wyznaczone, to będą one łatwe do uzasadnienia, a co za tym idzie, bardzo rygorystyczne Kryteria, jakie mogą mieć zastosowanie do klasyfikacji wód kopalnianych Możliwe rozwiązania prowadzące do wyznaczenia wartości poziomu zwolnienia wyrażonego jako stężenie promieniotwórcze mogą opierać się na istniejących już kryteriach, wynikających z odrębnych przepisów lub wartościach odniesienia dotyczących występowania naturalnej promieniotwórczości w wodzie. Pierwsze możliwe rozwiązanie to przyjęcie jako poziom zwolnienia wartości odpowiadającej naturalnie obserwowanemu stężeniu radu w wodach powierzchniowych. Stężenie to kształtuje się na poziomie kilku Bq/m 3 i nawet jeżeli przyjęto by poziom wyraźnie różniący się od tła, np. 2 lub nawet 3 razy większy (jak np. ma to miejsce przy detekcji skażeń złomu czy kontroli granicznej), uzyskane wartości byłyby drastycznie niskie, na poziomie 0,01 kbq/m 3. Drugim możliwym rozwiązaniem jest ustalenie poziomu zwolnienia opartego na aktualnie obowiązującym Rozporządzeniu R.M. z 14 grudnia 2015 r. w sprawie odpadów promieniotwórczych i wypalonego paliwa jądrowego (Dz.U poz. 2267). Rozporządzenie to wprowadza kryterium bazujące na całkowitej aktywności odprowadzanej w ciągu 30 dni. Wyznaczona w ten sposób wartość zależy od ilości wody odprowadzanej w ciągu miesiąca i już w przypadku kilkunastu m 3 na godzinę prowadzi do wartości poziomu zwolnienia poniżej 1 kbq/m 3. Kryterium to jest przewidziane do klasyfikacji ciekłych odpadów promieniotwórczych, które zazwyczaj nie występują w dużych ilościach i zastosowanie ich do wód kopalnianych prowadzi do nonsensownych wyni-

5 Nr 4 PRZEGLĄD GÓRNICZY 3 ków. Ponadto, naturalną konsekwencją wprowadzenia limitu zwolnienia wyznaczanego w ten sposób jest ryzyko, że w przypadku jego przekroczenia dane wody będą musiały być zakwalifikowane jako odpady promieniotwórcze. Następna możliwość to przyjęcie poziomu zwolnienia na podstawie dopuszczalnych wartości stężenia poszczególnych izotopów radu w wodzie przeznaczonej do spożycia. Wynoszą one 0,5 kbq/m 3 i 0,2 kbq/m 3 odpowiednio dla Ra-226 i Ra W sumie daje to wartość znacznie większą od wartości wyznaczonych według wcześniej omówionych zasad. Z drugiej strony, jest to najłatwiejszy do uzasadnienia sposób wyznaczenia poziomu zwolnienia. Wprawdzie trudno uzasadnić, co ma wspólnego woda kopalniana z wodą przeznaczoną do spożycia, ale nie ulega wątpliwości, że odprowadzanie do środowiska wody kopalnianej, w której stężenie naturalnych nuklidów promieniotwórczych jest niższe od wyznaczonego w ten sposób limitu nie będzie stanowić zagrożenia dla zasobów wody przeznaczonej do spożycia. Kolejnym, możliwym sposobem wyznaczenia przedmiotowego limitu, bez znacznych nakładów finansowych na szczegółowe badania, jest jego określenie na podstawie stężenia radu w osadach powstających z wód. Obecność radu w wodzie w stężeniach rzędu przewidywanego poziomu zwolnienia nie stanowi bezpośredniego zagrożenia dla ludzi i środowiska. Czynnikiem decydującym są potencjalne procesy akumulacji (bio-akumulacji), które mogą prowadzić do zatężenia radu. Jednym z takich procesów jest proces współstrącania radu i baru i następnie sedymentacji osadów. Wyniki badań stężenia radu w wodach kopalnianych (zgromadzone w bazach danych GIG) zazwyczaj oscylują na poziomie rzędu kbq/m 3, a analogiczne stężenia w powstających z tychże wód osadach są na poziomie kbq/kg. Stąd prosty wniosek, że sedymentacja osadów powoduje wzrost izotopów radu średnio o trzy rzędy wielkości. Uwzględniając zatem ustalony w nowej dyrektywie poziom zwolnienia z kontroli odpadów stałych (tab. 1.), można przyjąć, że odpowiadający mu poziom zwolnienia dla wody powinien wynieść 1 kbq/m 3 dla każdego izotopu radu. Uzyskana wartość nieznacznie przekracza kryteria ustalone dla wód przeznaczonych dla spożycia, aczkolwiek nie zapewnia bezdyskusyjnie właściwej ochrony ich zasobów. Jednak, mając na uwadze, że po uwolnieniu do środowiska wód kopalnianych zawarty w nich rad będzie ulegał stopniowo rozcieńczeniu, a w niekorzystnych warunkach sedymentacji może prowadzić do jego akumulacji w osadach. Ostatnie, ale w pełni racjonalnie uzasadnione rozwiązanie to wyznaczenie dopuszczalnego stężenia radu w wodach kopalnianych odprowadzanych na powierzchnię w oparciu o dobrze zaplanowane badania ewentualnych skutków uwzględniających istniejące rzeczywiste warunki w odbiornikach wód oraz właściwości i ilości wód odprowadzanych przez poszczególne kopalnie. Uwzględniając dostępne obecnie dane na temat ilości i jakości wód kopalnianych, znajomość procesów zachodzących po uwolnieniu radu do środowiska wodnego oraz istniejące metody oceny skutków środowiskowych, można przewidzieć, że wyznaczone w ten sposób limity mogłyby być wyższe od wartości wyznaczonych w omówiony wcześniej sposób. Trudno jednak oczekiwać, że badania takie zostaną zrealizowane w terminie umożliwiającym wykorzystanie ich wyników do wdrożenia wymagań nowej dyrektywy. Z drugiej strony, konieczność wykonania takich badań i tak pojawi się w procesie licencjonowania działalności zakładów górniczych odprowadzających na powierzchnię wody, w których stężenia naturalnych nuklidów promieniotwórczych przekroczy, wyznaczony w taki czy inny sposób, wartość limitu zwolnienia z kontroli. Podsumowując, można przyjąć, że wszystkie kopalnie będą podlegały obowiązkowi powiadomienia o fakcie odprowadzania wód na powierzchnię, a PAA (lub inny odpowiedzialny urząd) w oparciu o dostarczone wyniki badań: wyłączy kopalnię z obowiązku kontroli stężenia radu w wodach odprowadzanych na powierzchnię, zobowiąże kopalnię do okresowej kontroli stężenia radu w wodach odprowadzanych na powierzchnię, bez ustalania dodatkowych wymogów do momentu kiedy nie będzie przekroczony poziom zwolnienia, (art. 67), zobowiąże kopalnię do ograniczenia zrzutu radu na powierzchnię w trybie udzielenia licencji. Najbardziej prawdopodobna wartość poziomu zwolnienia to, w świetle dostępnych danych oraz zasad optymalizacji ryzyka obowiązujących w ochronie radiologicznej, 1 kbq/m 3 sumarycznego stężenia obydwóch izotopów radu. Przyjęcie takiego rozwiązania spowoduje, że około 30% obecnie działających kopalń będzie podlegało nadzorowi na poziomie udzielania licencji Kryteria jakie mogą być zastosowane do określenia procedur postępowania z osadami z oczyszczania wód kopalnianych Spełnienie wymagań ograniczania zrzutu radu do odbiorników powierzchniowych jest obecnie technicznie możliwe. Istnieją opracowane technologie oczyszczania wód z radu. Problem stanowią natomiast powstające w rezultacie odpady stałe, w których stężenie radu często przekracza poziom, powyżej którego powinny być kwalifikowane do odpadów promieniotwórczych. Nowa dyrektywa jednoznacznie określa sposób wyłączenia z nadzoru i zwolnienia z kontroli materiałów stałych za pomocą stężenia promieniotwórczego (tab.1.). Nie określa jednak precyzyjnie trybu postępowania w przypadku przekroczenia ustalonego poziomu. W rezultacie pozostaje ogólne kryterium w postaci dawki granicznej, co wiąże się z koniecznością skomplikowanej oceny zagrożenia. Również nie określa jednoznacznie, czy i kiedy odpady tego typu powinny być zaliczone do odpadów promieniotwórczych. W przypadku kontrolowanego procesu wytrącania radu z wód kopalnianych (do czego sprowadzają się wszystkie metody oczyszczania) powstające odpady na pewno będą zawierały stężenia radu przekraczające wartości wymienione w tab. 1. W związku z tym należy założyć, że proces oczyszczania wód z radu będzie podlegał nadzorowi i to prawdopodobnie na poziomie rejestracji lub licencji. Będzie się to wiązało z koniecznością prowadzenia monitoringu zagrożenia radiacyjnego pracowników oraz intensyfikacją monitoringu materiałów i odpadów uczestniczących w przedmiotowym procesie. Zakres monitoringu będzie zależał od zastosowanego rozwiązania oczyszczania. Korzystne okoliczności stwarza fakt, że problem zagospodarowania powstającego w rezultacie oczyszczania odpadów stałych w przypadku kopalni nie stanowi większego problemu, zarówno ze względów technicznych, jak ekonomicznych. Dodatkowo, art. 30 dyrektywy stwarza sprzyjające okoliczności prawne, które umożliwiają mieszanie i rozcieńczanie NORM w ramach jednego procesu technologicznego. Artykuł ten jest niezwykle istotny dla działających kopalń, ponieważ sankcjonuje istniejące w wielu przypadkach praktyki. Możliwość jego zastosowania w górnictwie węgla kamiennego ogranicza fakt, że jednoznaczna sytuacja występuje do momentu, kiedy obserwowane w osadach stężenie radu nie przekroczy wartości 10 kbq/kg. Powyżej tego poziomu osady te należałoby zakwalifikować do odpadów promieniotwórczych, co z definicji eliminuje możliwość zastosowania rozwiązań dopuszczonych na mocy art. 30 dyrektywy. Postępowanie z odpadami promieniotwórczymi

6 4 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 jest ściśle określone, a możliwość rozcieńczania lub mieszania wykluczona. Wdrożenie odpowiedniego postępowania oraz związane z nim koszty mogą istotnie wpłynąć na działalność kopalni. Z drugiej strony, stosowanie zasad przewidzianych dla odpadów promieniotwórczych do unieszkodliwiania osadów z kopalni jest nie do końca zgodne z obowiązującą w ochronie radiologicznej zasadą optymalizacji ryzyka. Racjonalnym rozwiązaniem powstającego problemu jest wyłączenie takich osadów z kategorii odpadów promieniotwórczych i ustalenie dla nich odrębnych metod postępowania. W rozporządzeniu o odpadach promieniotwórczych oraz w Rozporządzeniu R.M. z dnia 6 sierpnia 2002 r. w sprawie przypadków, w których działalność związana z narażeniem na promieniowanie jonizujące nie podlega obowiązkowi uzyskania zezwolenia albo zgłoszenia, oraz przypadków, w których może być wykonywana na podstawie zgłoszenia (Dz.U nr 137 poz. 1153) wprowadzone zostały w tym celu pewne zapisy, a ich interpretacja nie jest niestety jednoznaczna. Również zapisy dotyczące promieniotwórczości w ustawach: o odpadach (Dz.U. z 2013 r. poz. 21 i 888), o odpadach wydobywczych (Dz.U. z 2008 r. Nr 138 poz. 865 z późniejszymi zmianami) oraz Prawie o ochrony środowiska (Dz.U poz. 1232) wprowadzają raczej więcej zamieszania niż możliwości jednoznacznej interpretacji. Konieczność wdrożenia nowej dyrektywy stwarza dogodne okoliczności rozwiązania istniejącego problemu, a racjonalnym uzasadnieniem dla proponowanego rozwiązania jest fakt, że funkcjonujące obecnie systemy oczyszczania wód z radu prowadzą do powstawania osadów pod ziemią, w miejscach niedostępnych dla ludzi oraz o ograniczonym kontakcie ze środowiskiem zewnętrznym. W rezultacie, powstające osady są automatycznie deponowane w docelowym miejscu, dla którego można zminimalizować skutki dla otoczenia. Biorąc pod uwagę podstawowe zasady ochrony radiologicznej, tj. konieczność uzasadnienia działalności prowadzonej w warunkach narażenia na promieniowanie oraz optymalizację podejmowanych działań profilaktycznych, rozwiązanie takie jest wystarczająco uzasadnione. Jednak ze względu na fakt występowania odpadów zawierających duże stężenia promieniotwórcze działalność taka powinna być nadzorowana na najwyższym poziomie, tzn. uzyskania licencji. Z drugiej strony, wynikające z tego faktu wymagania nie powinny generować dla kopalni istotnego obciążenia. Podsumowując, w przypadku konieczności oczyszczania wód złożowych z radu istnieją obecnie dostępne rozwiązania, które umożliwiają skuteczne oczyszczenie oraz bezpieczną utylizację powstających odpadów. Pomimo że da się takie rozwiązania racjonalnie uzasadnić w oparciu o generalne zasady ochrony radiologicznej, w przyszłości nie gwarantuje to akceptacji odpowiedniego urzędu nadzorującego ze względu na możliwe interpretacje ustawodawcy. 3. Osady powstające z wód dołowych Poza osadami powstającymi w czasie oczyszczania wód dołowych w kopalni mogą pojawić się osady o podobnych parametrach, które powstają w rezultacie mieszania się wód złożowych różnego pochodzenia. Osady takie powstają w systemie odwadniania kopalni, zarówno w wyrobiskach dołowych, jak i na powierzchni. Związane z nimi zagrożenie radiacyjne jest kontrolowane w ramach funkcjonującego obecnie systemu monitoringu. W celu utrzymania drożności tego systemu może pojawić się konieczność usuwania tych osadów, transportu i ostatecznej utylizacji osadów. Tryb postępowania z takimi osadami może być analogiczny jak w przypadku osadów powstających w czasie oczyszczania wód z radu. Proponowane poziomy zwolnienia (tab. 1.) umożliwiają ograniczenie nadzoru związanego z osadami dołowymi w znacznej liczbie kopalń do poziomu powiadomienia. W zakładach górniczych, gdzie przekroczony jest ten poziom, należy uwzględnić konieczność nadzoru na poziomie rejestracji lub nawet licencjonowania procesów usuwania i utylizacji osadów powstających z wód dołowych, w szczególności, kiedy przekroczony jest poziom 10 kbq/kg. Wyższy tryb nadzoru wiąże się z wyższymi wymaganiami, co może generować dodatkowe koszty. W odróżnieniu od oczyszczania wód, związane z utylizacją takich osadów koszty mogą być znaczne w czasie działania kopalni, a w szczególności na etapie jej likwidacji. Tym bardziej, że sytuacja prawna w ochronie radiologicznej w zakresie zagrożenia środowiska, w perspektywie kilkunastu lat, może się istotnie zmienić. 4. Wnioski Problemy związane z występowaniem naturalnej promieniotwórczości w całym cyklu działania zakładu górniczego nie decydują w sposób istotny o całości procesu, zarówno na poziomie technicznym, jak i ekonomicznym. Aczkolwiek mogą stanowić pewne utrudnienia generujące dodatkowe koszty oraz wymagające specyficznych zabiegów organizacyjnych. Ostateczny efekt tych utrudnień może być zminimalizowany w oparciu o dobre, jasno sprecyzowane prawo. Konieczność wdrożenia wymagań DYREKTYWY RADY 2013/59/ EURATOM do polskiego prawa stwarza dogodne okoliczności rozwiązania tego problemu. Z dostępnych obecnie informacji wynika, że prowadzone prace legislacyjne związane z wdrożeniem jej wymagań zakładają zachowanie istniejącej struktury dokumentów regulujących zasady ochrony radiologicznej (ustawa i przepisy wykonawcze) oraz wprowadzenie tylko niezbędnych zmian. Zatem istnieje prawdopodobieństwo, że wiele omawianych problemów nie zostanie uregulowanych, tak jak sugerujemy w niniejszej analizie lub zostanie w ogóle pominiętych na podstawie przesłanki wynikającej z faktu, że w załączniku VI dyrektywy górnictwo węgla kamiennego nie zostało wprost wymienione wśród dziedzin przemysłu, gdzie występują NORM. Literatura Obwieszczenie Marszałka Sejmu Rzeczypospolitej Polskiej z dnia 17 września 2014 r. w sprawie ogłoszenia jednolitego tekstu ustawy Prawo atomowe, Dz.U poz Dyrektywa Rady 96/29/Euratom z dnia 13 maja 1996 r. ustanawiająca podstawowe normy bezpieczeństwa w zakresie ochrony zdrowia pracowników i ogółu społeczeństwa przed zagrożeniami wynikającymi z promieniowania jonizującego. Dziennik Urzędowy L 159, 29/06/1996 P Traktat ustanawiający Europejską Wspólnotę Energii Atomowej (Euratom) z r. Weryfikacja instalacji niezbędnych do kontrolowania poziomu napromieniowania środowiska naturalnego zgodnie z art. 35 traktatu Euratom. Praktyczne ustalenia dotyczące przeprowadzania wizyt członkowskich (2006/C 155/02). Dziennik Urzędowy Unii Europejskiej MICHALIK B Osady kopalniane w górnictwie węglowym a zasady ochrony radiologicznej. Bezpieczeństwo Pracy i Ochrona Środowiskowa w Górnictwie nr 8 (180), s Dziennik Urzędowy Unii Europejskiej L 13/1, Artykuł wpłynął do redakcji styczeń 2016 Artykuł akceptowano do druku

7 Nr 4 PRZEGLĄD GÓRNICZY 5 Dr inż. Tomasz Janoszek* ) Prognozowanie skutków wystąpienia stanu awaryjnego w procesie przewietrzania wyrobiska górniczego w warunkach rozszczelnienia georeaktora PZW Forecasting the effects of an emergency state in the mine ventilation network due to the leaky of the underground c oal gasification georeacto Treść: Zaprezentowano wyniki badań modelowych dotyczące prognozowanych skutków wystąpienia stanu awaryjnego w sieci wentylacyjnej kopalni głębinowej, wywołanego rozszczelnieniem georeaktora podziemnego zgazowania węgla. Symulacje numeryczne prowadzono z wykorzystaniem narzędzi informatycznych, takich jak VentGraph, w którym wykonano analizę numeryczną procesu przewietrzania sieci wentylacyjnej kopalni, Ansys-Fluent, który posłużył do wykonania numerycznej symulacji procesu podziemnego zgazowania węgla oraz w programie VEX, który umożliwił wykonanie prognozowanych skutków wybuchu składników gazu procesowego, w analizowanej geometrii wyrobiska kopalni. Badania modelowe zakładały prowadzenie procesu zgazowania masy węglowej, przy udziale tlenu i powietrza, jako czynnika zgazowującego pokład węgla, w stanie ustalonym w przedziale czasu 24 godzin. W obliczeniach numerycznych uwzględniono scenariusz wystąpienia stanu awaryjnego w sieci wentylacyjnej kopalni głębinowej, spowodowanego rozszczelnieniem georeaktora. Symulacje numeryczne prowadzono z zamiarem identyfikacji rozkładu zmian, szukanych składników gazu procesowego w strumieniu powietrza niezależnego. Abstract: The results of model tests about the effects of an emergency state in the underground mine ventilation network, caused by unsealing of the underground coal gasification georeactor, were presented. Numerical simulations were done with the use of software such as VentGraph, which was used to calculate the ventilation of mine network, Ansys-Fluent that was used to perform the numerical simulation of underground coal gasification process and software VEX which allowed to calculate the effects of the emission of the gas components in the analyzed mine workings geometry. The coal gasification process was performed with the participation of oxygen and air as a gasification agent, in a steady state condition in the time interval of 24 hours. The numerical calculations were simulated for the scenario of a state of emergency in underground mine ventilation network. Numerical simulations were performed with the intention to identify changes of the syngas components in an air stream. Słowa kluczowe: zgazowanie węgla, numeryczna mechanika płynów, modelowanie, proces przewietrzania Key words: coal gasification, computational fluid dynamics, modelling, ventilation process 1. Wprowadzenie Możliwość wdrożenia w przyszłości technologii podziemnego zgazowania węgla (PZW), jako potencjalnie alternatywnego źródła energii, w głównej mierze uzależnione jest od wyników prowadzonych badań eksperymentalnych oraz modelowych (Dziurzyński 1998, Janoszek i in. 2013a, 2013b). W ostatnich kilku latach proces zgazowania węgla stał się ponownie tematem intensywnych badań naukowych, które zmierzały do opracowania technologii zgazowania węgla w warunkach ex situ, z zamiarem implementacji uzyskanych wyników do warunków in situ, jakie panują w kopalni głębinowej. Pierwszym etapem badań objęto opracowanie wytycznych technologicznych procesu zgazowania węgla, prowadzonego na powierzchni w szczelnym reaktorze, dla różnych konfiguracji kanału zgazowującego, z zamiarem identyfikacji parametrów determinujących kaloryczność uzyskiwanego gazu syntezowego. W szczególności badaniami w warunkach ex situ, objęto wpływ zastosowanego * ) Główny Instytut Górnictwa, Katowice czynnika zgazowującego (tlen, powietrze lub mieszanina tlen i para wodna) oraz parametry objętościowe przepływu płynu w przestrzeni reakcyjnej georeaktora na zawartość szukanych składników gazu procesowego, takich jak: wodór H 2, tlenek węgla CO, dwutlenek węgla CO 2 oraz metan CH 4. Oprócz badań eksperymentalnych podjęto także badania modelowe, które zmierzały do opracowania założeń do modelu numerycznego analizowanego zagadnienia zgazowania węgla (Stańczyk i in. 2010; Wachowicz i in. 2010; 2013; Żogała, Janoszek 2015). Wyniki badań ex situ upoważniły do podjęcia próby przeprowadzenia tego typu eksperymentu pod ziemią. W tym celu na terenie Kopalni Doświadczalnej Barbara, w pokładzie 310, oraz w warunkach czynnej kopalni KWK Wieczorek, w pokładzie 501, uruchomiono pilotażowe instalacje zgazowania węgla bezpośrednio w złożu. Głównym założeniem było potwierdzenie możliwości zastosowania tej technologii do warunków panujących w czynnej kopalni węgla kamiennego. Uzyskane wyniki badań eksperymentalnych porównano z wynikami symulacji numerycznych procesu PZW (Wiatowski i in. 2012).

8 6 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 W aspekcie umiejętności projektowania i modelowania procesu zgazowania węgla osiągnięto poziom, który pozwala na komercjalizację tej technologii. Ważnym aspektem implementacji technologii PZW w warunkach in situ jest rozpatrzenie szeregu scenariuszy niebezpiecznych na etapie projektowania całego przedsięwzięcia. Jednym z takich scenariuszy jest możliwość rozszczelnienia georeaktora, a tym samym zaburzenia procesu przewietrzania wyrobisk kopalni głębinowej, wywołana emisją składników gazu procesowego do strumienia powietrza niezależnego. Składniki gazu procesowego w połączeniu z tlenem zawartym w powietrzu mogą tworzyć wybuchową mieszaninę palną (Krause, Krzemień 2015). Z tego względu podjęto się przeprowadzenia badań modelowych z zamiarem określenia prognozowanych skutków wystąpienia nieszczelności georeaktora w warunkach zgazowania węgla tlenem i powietrzem, dla założonej geometrii wyrobiska górniczego. Badania modelowe prowadzono z wykorzystaniem narzędzi komputerowych, przy uwzględnieniu parametrów fizykochemicznych bezpośrednio determinujących analizowane zagadnienie. 2. Model kopalni głębinowej Opracowanie modelu numerycznego wymusza konieczność sprecyzowania zestawu parametrów i wielkości fizycznych, bezpośrednio charakteryzujących analizowany obiekt badań. Ponadto, proces modelowania zjawiska podziemnego zgazowania węgla oraz procesu przenoszenia płynu wzdłuż badanego odcinka sieci wentylacyjnej kopalni, z zastosowaniem metod numerycznych, wymusza znajomość geometrii wyrobisk, będącej częścią sieci wentylacyjnej kopalni głębinowej. Szczególnie istotna jest informacja dotycząca długości poszczególnych wyrobisk oraz wymiarów przekrojów poprzecznych (Dziurzyński 1998). Opracowano model kopalni głębinowej w formie przestrzennej, przypisując im odpowiednie funkcje i właściwości geometryczne. Na rys. 1 dokonano prezentacji schematu przestrzennej sieci wentylacyjnej kopalni, w skład której wchodzi 18 bocznic połączonych 15 węzłami (Bielewicz i in. 1994). Do tego celu zastosowano System Programów Inżyniera Wentylacji VentGraph, którego funkcjonalność pozwoliła na wykonanie modelu numerycznego sieci wentylacyjnej kopalni, w oparciu o którą wykonano symulację procesu przewietrzania. Szczegółowe informację na temat potencjalnych możliwości oprogramowania VentGraph oraz zastosowanego modelu matematycznego zamieszczono w pracy (Dziurzyński 1998).Odcinek wyrobiska na poziomie I pokład A, poddano analizie wpływu zaistniałego stanu awaryjnego, wywołanego rozszczelnieniem georeaktora na emisję produktów towarzyszących zgazowaniu węgla, z zastosowaniem metod numerycznej mechaniki płynów CFD (z ang. Computational Fluid Dynamics) w programie Ansys-Fluent. W tab. 1 zestawiono najważniejsze parametry rozpatrywanej sieci wentylacyjnej. Zaznaczony obszar w tabeli obrazuje wybrany odcinek wyrobiska, dla którego w oparciu o wyniki obliczeń rozpływu powietrza w programie VentGraph, symulowano prowadzenie procesu podziemnego zgazowania węgla, z zastosowaniem metod CFD. 3. Model numeryczny procesu zgazowania węgla Symulacja procesu zgazowania węgla z wykorzystaniem metod CFD, w modelowym otoczeniu wyrobiska, sprowadza się do poszukiwania rozwiązania układu równań różniczkowych odwzorowujących zasady zachowania w fizyce, dotyczące masy, pędu i energii. Złożoność procesu przenoszenia płynu w przestrzeni, stanowiącej model geometryczny odcinka wyrobiska wyrażają następujące zależności (Ansys 2009, Janoszek 2013, Wachowicz i in. 2013): równanie zachowania masy (Ansys 2009): gdzie: t czas, s, ρ gęstość płynu, kg m -3, wektor prędkości elementu płynu, m s-1. równanie zachowania pędu (Ansys 2009): (1) (2) Rys. 1. Schemat przestrzenny systemu przewietrzania analizowanej sieci wyrobisk z naniesionymi wydatkami prądów powietrza (m 3 s -1 ) opracowany w programie VentGraph Fig. 1. Fig. 1. Diagram of spatial ventilation system of analyzed mine network with added expenses of air (m 3 s -1 ) developed in the VentGraph software

9 Nr 4 PRZEGLĄD GÓRNICZY 7 Tabela 1. Wyniki obliczeń rozpływu powietrza w analizowanej sieci wentylacyjnej Table 1. The results of the calculations of air flow in analyzed mine network Wlot Wylot Opór R [kg m -7 ] Wydatek [m 3 s -1 ] Długość bocznicy [m] Przekrój bocznicy [m 2 ] Nachylenie [ ] gdzie: wektor prędkości elementu płynu, m s -1, p ciśnienie płynu, Pa, μ lepkość dynamiczna płynu, Pa s, przyśpieszenie ziemskie, m s -2, tensor naprężeń, kg m -3 s -1, wektor siły wewnętrznych działających na ciało, N równanie zachowania energii (Ansys 2009): gdzie: h entalpia, J kg -1, T gradient temperatury płynu, K, S h człon źródłowy związany z wymianą energii, J m -3, tensor naprężeń, kg m-3 s-1, k eff efektywny współczynnik przewodzenia, W m -1 K -1. Dodatkowo w obliczeniach uwzględniono model opisujący zmienność porowatości masy węglowej w funkcji zmian temperatury w postaci (Białecka 2008; Wachowicz i in. 2014): gdzie: T temperatura, [ C], φ porowatość calizny węglowej [%] oraz zmienność ciepła właściwego calizny węglowej w funkcji temperatury wg zależności (Shirazi 2012): gdzie: T temperatura, [ C], C ps ciepło właściwe węgla, [J kg -1 K -1 ]. Obliczenia numeryczne CFD uwzględniają burzliwy charakter przepływu strumienia czynnika zgazowującego wzdłuż (3) (4) (5) kanału zgazowującego, który zinterpretowano standardowym modelem turbulencji k-ε (Ansys 2009; Wachowicz i in. 2013; Wachowicz i in. 2014) Model geometryczny W oparciu o dane zawarte w tab. 1 zdefiniowano model przestrzenny wyrobiska oraz warstwę zgazowywanego węgla. Efekty podjętych działań przedstawiono na rys. 2. Model geometryczny stanowi wyrobisko o przekroju 12.8 m 2 i długości 25 m, który udostępnia pokład węgla do procesu PZW o miąższości 2.1 m. W caliźnie węglowej wykonano symetryczny kanał zgazowujący w kształcie litery V o łącznej długości 16 m i średnicy 0.2 m na wysokości 1m nad spągiem wyrobiska. Całość stanowi złożony model bryłowy, który stanowi podstawę do opracowania modelu numerycznego Model dyskretny Opracowany model numeryczny wyrobiska stanowi zbiór informacji, zapisanych w formie sparametryzowanych brył geometrycznych będących cyfrową interpretację rzeczywistego obiektu badań. Bazując na tych informacjach, zdefiniowano obszar dyskretyzacji. Rys. 3 prezentuje model dyskretny wyrobiska (rys.3-1) oraz warstwy węgla (rys.3-2), w którym wykonano kanał zgazowujący w kształcie litery V (rys.3-3). W celu przeprowadzenia obliczeń, rozpatrzono następujące lokalne warunki jednoznaczności rozwiązania modelu numerycznego: dla rozpatrywanego modelu numerycznego wyrobiska górniczego (model płynu): a) temperaturę powietrza niezależnego wpływającego do wyrobiska K (25 C), b) prędkość strumienia powietrza 2.1 m s -1, c) współczynnik przewodzenia ciepła W m -1 K -1, d) gęstość kg m -3, e) ciepło właściwe materiału stanowiące otoczenie wyrobiska W m -1 K -1, dla rozpatrywanego modelu numerycznego kanału zgazowującego (model płynu): a) temperatura powietrza i tlenu K (25 C),

10 8 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Rys. 2. Model geometryczny badanego odcinka wyrobiska Fig. 2. Geometrical model of the mine excavation b) strumienia masy czynnika zgazowującego kg s -1, c) współczynnik przewodzenia tlenu Wm -1 K -1, d) współczynnik przewodzenia powietrza Wm -1 K -1, e) gęstość kg m -3, f) ciepło właściwe materiału stanowiące otoczenie kanału zgazowującego - zależność (5), dla rozpatrywanego modelu calizny węglowej (model bryłowy): a) gęstość 1450 kg m -3, b) ciepło właściwe zależność (5), c) współczynnik przewodzenia W m -1 K -1 (Chmura 1968). Reakcje chemiczne, które determinują proces zgazowania węgla w modelowej caliźnie węglowej, wyrażono zestawem równań w następującej postaci (Wachowicz i in. 2015): reakcji powierzchniowych pomiędzy czynnikiem zgazowującym a masą węglową: (6) (7) (8) (9) Rys. 3. Obszar dyskretyzacji modelu georeaktora PZW: 1 odcinek wyrobiska, 2 pokład węgla, 3 kanał zgazowujący Fig. 3. The numerical grid of the underground coal gasification reactor: 1 - mine excavation, 2 - coal seam, 3 - gasification channel

11 Nr 4 PRZEGLĄD GÓRNICZY 9 reakcji objętościowych pomiędzy czynnikiem zgazowującym a produktami reakcji powierzchniowych: (10) (11) Parametry kinetyki reakcji zgazowania zestawiono odpowiednio w tab. 2 (Wachowicz i in. 2015). Tabela 2. Parametry przyjęte do obliczeń reakcji chemicznych zgazowania węgla Table 2. Parameters used in calculations of chemical reactions of coal gasification Lp. Szybkość reakcji β A [1/s] E [J mol -1 ] a) r 1 = k 1 C O b) r 2 = k 2 C O c) r 3 = k 3 C H2O d) r 4 = k 4 C H e) r 5 = k 5 C CO2 C H f) r 6 = k 6 C CO C H2O W obliczeniach numerycznych uwzględniono następujące ustawienia globalne w programie Ansys-Fluent, takie jak: stan nieustalony, ciśnienie zgazowania Pa, model turbulencji k-ε, model wymiany energii, przyśpieszenie ziemskie 9,81 m s -2, zjawiska w skali czasowej s (24 godz.), chropowatość względna kanału zgazowującego 0,1 m, zbieżność obliczeń Wyniki badań modelowych Poniżej w tab. 3 i tab. 4 dokonano zestawienia wyników rozwiązania modelu numerycznego CFD. Przedstawiono rozkład zmian głównych składników gazu procesowego w miejscu wystąpienia rozszczelnienia, na wylocie z kanału zgazowującego oraz w strumieniu powietrza przewietrzającego badany odcinek wyrobiska. Symulacje prowadzono przy udziale tlenu i powietrza w przedziale czasu sekund (24 godzin). Natomiast na rys zaprezentowano wyniki ilościowego i jakościowego rozwiązania numerycznego analizowanego zagadnienia. Rys. 5. Rozkład zmian stężenia wodoru H 2 na wylocie z wyrobiska oraz z kanału zgazowującego w czasie sekund Fig. 5. Changes of hydrogen H2 concentration at the outlet of the mine excavation and at the outlet of the gasification channel in time interval of seconds Rys. 6. Rozkład zmian stężenia tlenku węgla CO na wylocie z wyrobiska oraz z kanału zgazowującego w czasie sekund Fig. 6. Changes of carbon monoxide CO concentration at the outlet of the mine excavation and at the outlet of the gasification channel in time interval of seconds Rys. 7. Rozkład zmian stężenia dwutlenku węgla CO 2 na wylocie z wyrobiska oraz z kanału zgazowującego w czasie sekund Fig. 7. Changes of carbon dioxide CO2 concentration at the outlet of the mine excavation and at the outlet of the gasification channel in time interval of seconds Rys. 4. Rozkład zmian stężenia metanu CH 4 na wylocie z wyrobiska oraz z kanału zgazowującego w czasie sekund Fig. 4. Changes of methane CH4 concentration at the outlet of the mine excavation and at the outlet of the gasification channel in time interval of seconds

12 10 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Tabela 3. Wyniki obliczeń CFD szukanych składników gazu procesowego na wylocie z kanału zgazowującego oraz na wylocie z wyrobiska w warunkach prowadzenia procesu podziemnego zgazowania węgla przy udziale tlenu Table 3. Results of CFD calculations of components of the process gas at the outlet of the gasification channel and at the outlet of the mine excavation with the use of oxygen Lp. Czas [s] Wylot kanału zgazowującego Wylot wyrobiska CH 4 [%] CO 2 [%] CO [%] H 2 [%] O 2 [%] N 2 [%] CH 4 [%] CO 2 [%] CO [%] H 2 [%] O 2 [%] N 2 [%]

13 Nr 4 PRZEGLĄD GÓRNICZY 11 Rys. 8. Rozkładu zmian stężeniu CH 4 (a), CO 2 (b), CO (c), H 2 (d), O 2 (e) oraz temperatury (g i h ) i porowatości pokładu węgla (f) w modelowym otoczeniu wyrobiska kopalni głębinowej w warunkach prowadzenia procesu zgazowania węgla tlenem po czasie sekund Fig. 8. Changes of the concentration of CH 4 (a), CO 2 (b), CO (c), H2 (d), O2 (e) and temperature (g & h) and porosity of coal seam (f) with the use of oxygen as gasification agent in the time interval of seconds

14 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Tabela 4. Wyniki obliczeń CFD szukanych składników gazu procesowego na wylocie z kanału zgazowującego oraz na wylocie z wyrobiska w warunkach prowadzenia procesu podziemnego zgazowania węgla przy udziale powietrza Table 4. Results of CFD calculations of components of the process gas at the outlet of the gasification channel and at the outlet of the mine excavation with the use of air Lp. Czas [s] Wylot kanału zgazowującego Wylot wyrobiska CH 4 [%] CO 2 [%] CO [%] H 2 [%] O 2 [%] N 2 [%] CH 4 [%] CO 2 [%] CO [%] H 2 [%] O 2 [%] N 2 [%]

15 Nr 4 PRZEGLĄD GÓRNICZY 13 Rys. 9. Rozkład zmian stężenia metanu CH 4 na wylocie z wyrobiska oraz z kanału zgazowującego w czasie sekund Fig. 9. Changes of methane CH 4 concentration at the outlet of the mine excavation and at the outlet of the gasification channel in time interval of seconds Rys. 11. Rozkład zmian stężenia tlenku węgla CO na wylocie z wyrobiska oraz z kanału zgazowującego w czasie sekund Fig. 11. Changes of carbon monoxide CO concentration at the outlet of the mine excavation and at the outlet of the gasification channel in time interval of seconds Rys. 10. Rozkład zmian stężenia wodoru H 2 na wylocie z wyrobiska oraz z kanału zgazowującego w czasie sekund Fig. 10. Changes of hydrogen H 2 concentration at the outlet of the mine excavation and at the outlet of the gasification channel in time interval of seconds Rys. 12. Rozkład zmian stężenia dwutlenku węgla CO 2 na wylocie z wyrobiska oraz z kanału zgazowującego w czasie sekund Fig. 12. Changes of carbon dioxide CO 2 concentration at the outlet of the mine excavation and at the outlet of the gasification channel in time interval of seconds Przeprowadzone symulacje CFD potwierdzają dużą wrażliwość procesu zgazowania węgla na rodzaj zastosowanego czynnika zgazowującego, co przekłada się bezpośrednio na skład chemiczny uzyskiwanego gazu procesowego, a tym samym na jego kaloryczność. W przypadku prowadzenia procesu zgazowania węgla tlenem, w przeciwieństwie do powietrza jako czynnik zgazowujący, znacząco wzrasta zawartość wodoru H 2 - z wartości 12.6% do poziomu 23.1%, metanu CH 4 z wartości 1.8% do poziomu 4.8%, dwutlenku węgla CO 2 z wartości 9.4% do poziomu 29% i tlenku węgla CO z wartości 13.9% do poziomu 43%, a także temperatury wzdłuż kanału zgazowującego. Natomiast wartości stężeń substancji palnej w strumieniu powietrza niezależnego, w granicach którego może wystąpić wybuch przestrzenny, są znacząco przekroczone (Sawicki 2005). 4. Symulacja wybuchu przestrzennego w wyrobisku W celu ustalenia prognozowanych skutków wydostania się produktów zgazowania węgla do strumienia powietrza niezależnego, przeprowadzono symulację numeryczną w programie komputerowym VEX (Rychter, Teodorczyk 2002). Za jego pośrednictwem wykonano obliczenia przebiegu wybuchu mieszaniny gazowo-powietrznej w objętości wyrobiska, która sprowadza się do uzyskania rozwiązania następujących zależności: równanie zachowania masy (Rychter, Teodorczyk 2002): (12) gdzie: t czas, s w u udział masy gazów niespalonych w wyrobisku, [kg] w b udział masy gazów spalonych w wyrobisku, [kg] w vu udział masy gazów wentylowanych w wyrobisku, [kg] w vb udział masy spalin wentylowanych w wyrobisku, [kg] równanie zachowania energii (Rychter, Teodorczyk 2002): (13) gdzie: t czas, s E u energia wewnętrzna gazów niespalonych w wyrobisku, [J kg -1 ] E b energia wewnętrzna gazów spalonych w wyrobisku, [J kg -1 ] E vu energia wewnętrzna gazów wentylowanych w wyrobisku, [J kg -1 ] E vb energia wewnętrzna spalin wentylowanych w wyrobisku, [J kg -1 ] w u udział masy gazów niespalonych w wyrobisku, [kg] w b udział masy gazów spalonych w wyrobisku, [kg] w vu udział masy gazów wentylowanych w wyrobisku, [kg]

16 14 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Rys. 13. Rozkładu zmian stężenia: CH 4 (a), CO 2 (b), CO (c), H 2 (d), O 2 (e) i temperatury (g i h) oraz porowatości pokładu węgla (f) w modelowym otoczeniu wyrobiska kopalni głębinowej w warunkach prowadzenia procesu zgazowania węgla powietrzem po czasie sekund Fig. 13. Changes of the concentration of CH 4 (a), CO 2 (b), CO (c), H2 (d), O 2 (e) and temperature (g & h) and porosity of coal seam (f) with the use of air as gasification agent in the time interval of seconds

17 Nr 4 PRZEGLĄD GÓRNICZY 15 w vb udział masy spalin wentylowanych w wyrobisku, [kg] q jednostkowe ciepło wymieniane ze ścianą wyrobiska, [J s -1 ] Analizę numeryczną prowadzono w bloku przeznaczonym do wykonywania obliczeń przebiegu spalania składników gazowych dla geometrii zamkniętych i wentylowanych. Symulacją objęto mechanizm zapłonu mieszaniny wodoru i metanu z powietrzem w skończonej geometrii wyrobiska górniczego, w warunkach ustalonych prowadzenia procesu zgazowania węgla, w przedziale czasu pomiędzy a sekundą. W obliczeniach uwzględniono następujące założenia (Rychter, Teodorczyk 2002): mieszanina gazu procesowego powietrza tworzy roztwór doskonały, zapłon mieszaniny następuje punktowo, w chwili zapłonu produktów zgazowania pojawia się płomień, który przemieszcza się promieniowo oraz wzdłuż wyrobiska, proces spalania odbywa się w warunkach adiabatycznych, mieszanina gazów i produktów spełnia termiczne równanie stanu dla gazów doskonałych. Uwzględniono następujące warunki początkowe rozwiązania modelu numerycznego w programie VEX: ciśnienie początkowe w wyrobisku p=0.101 [MPa], średnia temperatura w badanym odcinku wyrobiska T=300 [K], promień wyrobiska R = 2.01 [m], długość wyrobiska L = 25 [m], wartość współczynnika stechiometrycznego mieszaniny gaz procesowy-powietrze Ø<1.0, wartość współczynnika konwekcyjnej wymiany ciepła C=0 (przemiana adiabatyczna) Wyniki badań modelowych W tab. 4, 5 i 6 dokonano zestawienia wartości zmian parametrów bezpośrednio determinujących zjawisko wybuchu składników gazu procesowego w strumieniu powietrza niezależnego w zadanej geometrii wyrobiska. Natomiast na rys przedstawiono przebieg zmian tych parametrów w funkcji czasu. 5. Podsumowanie i wnioski Opracowano model numeryczny, odwzorowujący sieć wentylacyjną kopalni głębinowej, z zamiarem określenia wartości strumienia powietrza niezależnego w poszczególnych odcinkach wyrobisk górniczych o zadanej geometrii. Uzyskane dane umożliwiły zdefiniowanie modelu numerycznego georeaktora symulującego proces zgazowania węgla tlenem i powietrzem w modelowym otoczeniu górotworu, z zastosowaniem metod numerycznej mechaniki płynów. Za jego pośrednictwem prognozowano wystąpienie stanu awaryjnego w sieci wentylacyjnej kopalni, polegającego na wydostaniu się gazu procesowego do wyrobiska w wyniku rozszczelnienia rurociągu odprowadzającego gaz syntezowy z wylotu georeaktora. Otrzymane informacje dotyczące składu chemicznego gazu procesowego wzdłuż badanej geometrii wyrobiska pozwoliły na wykonanie obliczeń prognozowanych skutków wydostania się składników gazu procesowego z georeaktora do wyrobiska przewietrzanego strumieniem powietrza niezależnego. Tabela 5. Wyniki obliczeń numerycznych spalania CH 4 w strumieniu powietrza niezależnego w warunkach rozszczelnienia georeaktora w zależności od położenia punktu zapłonu Table 5. Results of numerical calculations of combustion process of CH 4 in the stream of air flow along the mine excavation in relation to the ignition point position Czas [s] Ciśnienie [MPa] Temperatura [K] Płomień [m] d=0 [m] d=1 [m] d=2 [m] d=0 [m] d=1 [m] d=2 [m] d=0 [m] d=1 [m] d=2 [m] d=0 [m] d=1 [m] d=2 [m] Koniec spalania

18 16 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Tabela 6. Wyniki obliczeń numerycznych spalania H 2 w strumieniu powietrza niezależnego w warunkach rozszczelnienia georeaktora w zależności od położenia punktu zapłonu Table 6. Results of numerical calculation of combustion process of H 2 in the stream of air flow along the mine excavation in function of the ignition point position Czas [s] Ciśnienie [MPa] Temperatura [K] Płomień [m] d=0 [m] d=1 [m] d=2 [m] d=0 [m] d=1 [m] d=2 [m] d=0 [m] d=1 [m] d=2 [m] d=0 [m] d=1 [m] d=2 [m] Koniec spalania Rys. 14. Rozkładu zmian ciśnienia mieszaniny powietrzno-metanowej w analizowanej geometrii wyrobiska w zależności od położenia punktu zapłonu Fig. 14. The pressure changes of air-methane mixture in the analyzed geometry of mine excavation in relation to the ignition point position W oparciu o wyniki przeprowadzonych badań modelowych sformułowano następujące wnioski: 1. wytypowano programy komputerowe, które stanowią potencjalne narzędzia informatyczne wspomagające projektowanie instalacji do podziemnego zgazowania węgla. 2. opracowane modele numeryczne prognozowania skutków wystąpienia zdarzeń niebezpiecznych wynikających z pracy georeaktora w sąsiedztwie czynnego wyrobiska sieci wentylacyjnej kopalni, stanowią wynik podjętych prac, a tym samym upoważniają do prowadzenia badań modelowych za pośrednictwem symulacji komputerowych. 3. zastosowane modele matematyczne przyczyniają się do lepszego zrozumienia zjawisk fizykochemicznych związanych z realizacją procesu zgazowania węgla w warunkach czynnej kopalni głębinowej.

19 Nr 4 PRZEGLĄD GÓRNICZY 17 Rys. 15. Rozkład zmian temperatury spalanej mieszaniny powietrzno-metanowej w analizowanej geometrii wyrobiska w zależności od położenia punktu zapłonu Fig. 15. The temperature changes of air-methane mixture in the analyzed geometry of mine excavation in relation to the ignition point position Rys. 16. Rozkład zmian ciśnienia spalanej mieszaniny powietrzno-wodorowej w analizowanej geometrii wyrobiska w zależności od położenia punktu zapłonu Fig. 16. The pressure changes of air-hydrogen mixture in the analyzed geometry of mine excavation in relation to the ignition point position Rys. 17. Rozkład zmian temperatury spalanej mieszaniny powietrzno-wodorowej w analizowanej geometrii wyrobiska w zależności od położenia punktu zapłonu Fig. 17. The temperature changes of air-hydrogen mixture in the analyzed geometry of mine excavation in relation to the ignition point position

20 18 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Praca została przygotowana w oparciu o wyniki prowadzonych badań w pracy o symbolu finansowanej przez Ministerstwo Nauki i Szkolnictwa Wyższego. Literatura ANSYS FLUENT 2009 Documentation. User Guide. BIAŁECKA B Podziemne zgazowanie węgla. Podstawy procesu decyzyjnego. Wydawnictwo GIG, Katowice. BIELEWICZ T., PRUS B., HONYSZ J Górnictwo, cz. 2. Śląskie Wydawnictwo Techniczne, Katowice. CHMURA K Przewodność cieplna skał i węgli górnośląskiego karbonu. Praca habilitacyjna. Zeszyty Naukowe Politechniki Śląskiej, nr 190. DZIURZYŃSKI W Prognozowanie procesu przewietrzania kopalni głębinowej w warunkach pożaru podziemnego. Studia, Rozprawy, Monografie 56. Wydawnictwo IGSMiE PAN. JANOSZEK T Exergy analysis of the coal gasification process in ex-situ conditions. Journal of Sustainable Mining, 12 (3), JANOSZEK T., SYGAŁA A., BUKOWSKA M. 2013a - CFD simulation of temperature variation in carboniferous rock strata during UCG. Journal of Sustainable Mining, 12(4), str JANOSZEK T., ŁĄCZNY J.M., STAŃCZYK K., SMOLIŃSKI A., WIATOWSKI M. 2013b - Modelling of gas flow in the underground coal gasification process and its interactions with the rock environment. Journal of Sustainable Mining, vol. 12, nr 02, pp KRAUSE E., KRZEMIEŃ A Analiza warunków wentylacyjno-gazowych w trakcie prowadzenia próby podziemnego zgazowania metodą szybową. Przegląd Górniczy, 71(1), s RYCHTER T., TEODORCZYK A Obliczenia wybuchów gazowych w przestrzeniach zamkniętych i wentylowanych. PWN, Warszawa. SAWICKI T Wybuchy przestrzenne. Bezpieczeństwo Pracy nr 11, s STAŃCZYK K., SMOLIŃSKI A., KAPUSTA K., WIATOWSKI M., ŚWIĄDROWSKI J., KOTYRBA A., ROGUT J Dynamic Experimental Simulation of Hydrogen Oriented Underground Coal Gasification. Fuel 89, s SHIRAZI A.S CFD simulation of Underground Coal Gasification. Master of Science thesis. University of Alberta. WACHOWICZ J., JANOSZEK T., IWASZENKO S Model tests of the coal gasification process. Archives of Mining Sciences 55 (2), s WACHOWICZ J., ŁACZNY J.M., IWASZENKO S., JANOSZEK T Modelling underground coal gasification process using CFD methods. Archives of Mining Sciences 60 (3), s WACHOWICZ J., ŁĄCZNY J.M., IWASZENKO S., JANOSZEK T., CEMPA-BALEWICZ M Zastosowanie pakietu FLUENT do symulacji procesu podziemnego zgazowania węgla koncepcja metody. Przegląd Górniczy 69 (2), s WACHOWICZ J., ŁĄCZNY J.M., IWASZENKO S., JANOSZEK T., CEMPA-BALEWICZ M Symulacyjne badanie procesu ex-situ zgazowania węgla kamiennego wspomagane metodami CFD. Przegląd Górniczy 70, nr 11. s WIATOWSKI M., STAŃCZYK K., ŚWIĄDROWSKI J., KAPUSTA K., CYBULSKI K., KRAUSE E., GRABOWSKI J., ROGUT J., HOWANIEC N., SMOLIŃSKI A Semi-technical underground coal gasification (UCG) using the shaft method in Experimental Mine Barbara, Fuel (99), s ŻOGAŁA A., JANOSZEK T CFD simulations of influence of steam in gasification agent on parameters of UCG process. Journal of Sustainable Mining, 14(1), s Artykuł wpłynął do redakcji czerwiec 2016 Artykuł akceptowano do druku

21 Nr 4 PRZEGLĄD GÓRNICZY 19 Oddziaływanie eksploatacji górniczej na nadziemne odcinki wodociągów magistralnych Mining impact on above ground sections of water mains Dr inż. Piotr Kalisz* ) Mgr inż. Magdalena Zięba* ) Treść: Podziemna eksploatacja górnicza powoduje deformacje i drgania podłoża wodociągów, które oddziałują na ich konstrukcję. Omówiono zagadnienia oddziaływania deformacji i drgań podłoża na nadziemne odcinki wodociągów na podstawie przykładów odcinków wodociągów magistralnych. Odcinki te są ułożone na podporach i występują w dolinach rzek i cieków powierzchniowych. Na terenach górniczych zabezpieczono je nasuwkami kompensacyjnymi, umożliwiającymi przejmowanie przemieszczeń i drgań podłoża podpór. Abstract: The underground mining causes subsoil deformations and vibrations which impact on the construction of water pipelines. The issues of subsoil deformations and vibrations impact on above ground sections of water pipelines were discussed on the base of the water mains. The above ground sections of water mains are laid on supports and they run through river valleys and surface water courses. Within mining areas these sections are protected against mining impact by means of expansion joints (compensators) which transfer the subsoil displacements and vibrations of supports. Słowa kluczowe: wodociągi magistralne, wodociągi nadziemne, tereny górnicze, deformacje podłoża Key words: water mains, above ground water pipelines, mining areas, subsoil deformations 1. Wprowadzenie Jednym z zagadnień ochrony powierzchni obszarów objętych wpływami eksploatacji górniczej jest ocena oddziaływania deformacji podłoża na istniejące sieci uzbrojenia (Hejmanowski i in. 2014, Kalisz i in. 2015), w tym wodociągi magistralne o strategicznym znaczeniu dla systemu dostarczania wody pitnej w województwie śląskim. Sieć wodociągów magistralnych jest złożona głównie z rurociągów stalowych o złączach spawanych. Największe średnice stalowych wodociągów magistralnych na terenach górniczych wynoszą Ø Ø1800. Na terenach tych zarówno rurociągi zagłębione w gruncie, jak i nadziemne, są zabezpieczane na wpływy eksploatacji złóż węgla kamiennego. Zabezpieczenia te polegają na zastosowaniu kompensatorów umożliwiających przejmowanie zmian długościowych i odchyleń kątowych rurociągu, wywoływanych przemieszczeniami, odkształceniami i krzywiznami przypowierzchniowej warstwy gruntu. W przypadku wodociągów magistralnych są to dwustronne nasuwki kompensacyjne z dwiema uszczelkami elastomerowymi, a niekiedy tak zwane nasuwki jednostronne, z jednym uszczelnieniem. *) Główny Instytut Górnictwa, Katowice Nadziemne odcinki wodociągów magistralnych o długościach od kilkunastu do kilkuset metrów występują przy przekroczeniach cieków powierzchniowych, przy czym najdłuższe odcinki są zlokalizowane w dolinach rzek. Odcinki te są ułożone na podporach zamocowanych do fundamentów betonowych lub żelbetowych. Eksploatacja górnicza powoduje deformacje podłoża fundamentów podpór, wywołując ich pionowe i poziome przemieszczenia, które są przenoszone na wodociągi. Deformacje podłoża gruntowego powodują także niewielkie obroty fundamentów podpór w osi pionowej i poziomej. W artykule przedstawiono analizę oddziaływania deformacji i drgań podłoża gruntowego, wywołanych eksploatacją górniczą, na nadziemne odcinki wodociągów magistralnych. 2. Charakterystyka nadziemnych odcinków wodociągów magistralnych Nadziemne odcinki wodociągów magistralnych z rur stalowych są ułożone na podporach, na ogół jako tak zwane konstrukcje samonośne bez dodatkowych konstrukcji podtrzymujących. Odcinki te są złożone z: podpór stałych, podpór ruchomych,

22 20 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 segmentów rurowych, nasuwek kompensacyjnych łączących segmenty rurowe. Podpory stałe (rys. 1b, 3b) są zbudowane ze zintegrowanej z żelbetowym lub betonowym fundamentem obejmy stalowej, mocującej wodociąg. Podpory ruchome (przesuwne) są zbudowane ze stalowej podstawy, przytwierdzonej do żelbetowego fundamentu, oraz stalowego wałka (rys. 2b) lub dwóch wałków (rys. 3a), poruszających się po tej podstawie. Na wałkach spoczywa płoza podtrzymująca przymocowany do niej rurociąg. Podpory ruchome umożliwiają przemieszczenia segmentów rurowych, wymuszonych przemieszczeniami podpór stałych. Między segmentami rurowymi są zamontowane nasuwki kompensacyjne. W starszych wodociągach segmenty te są ułożone na odpowiednio wyprofilowanych fundamentach żelbetowych, bez obejm mocujących (rys. 4). Jednym z przykładów nadziemnego wodociągu magistralnego jest odcinek wodociągu Ø1600 o długości około 400 m, przebiegający przez dolinę rzeki Mlecznej (rys. 1 i 2). Odcinek ten jest ułożony na podporach stałych i ruchomych, osadzonych na żelbetowych blokach fundamentowych. Podpory ruchome wyposażono w pojedyncze wałki pozwalające na przemieszczanie segmentów wodociągu względem fundamentu. Odległości między podporami wynoszą 30 m, a długości segmentów rurowych, między którymi zabudowano dwustronne nasuwki kompensacyjne (rys. 2b), wynoszą 120 m. Kolejnym przykładem są dwa równoległe nadziemne odcinki stalowych wodociągów magistralnych Ø1400 i Ø1200, przebiegające przez dolinę rzeki Kłodnicy. Wodociąg Ø1400 (rys. 3) przekracza rzekę jako konstrukcja samonośna ułożona na żelbetowych fundamentach, rozstawionych co 20 m. Bezpośrednie podparcie rurociągu również stanowią podpory stałe i ruchome. Podpory ruchome są wyposażone w dwa wałki. Wodociąg na tym odcinku, o długości około 125 m, jest zabezpieczony dwiema dwustronnymi nasuwkami kompensacyjnymi o długości 1,4 m. Wodociąg Ø1200 został zbudowany w latach 50. XXtego wieku. Przekracza rzekę jako konstrukcja samonośna o długości około 100 m, ułożona w półokrągłych gniazdach, które wyprofilowano w betonowych fundamentach. Gniazda te stanowią podpory typu ślizgowego, rozstawione co 8 m (rys. 4). Rys. 1. Wodociąg magistralny Ø1600 w dolinie rzeki Mlecznej: a) widok ogólny, b) podpora stała Fig. 1. Water main Ø1600 running through the Mleczna river valley: a) general view, b) permanent support Źródło: Opracowanie własne Rys. 2. Wodociąg magistralny Ø1600 w dolinie rzeki Mlecznej a) przejście z nasypu przez mur oporowy na podporę, b) nasuwka kompensacyjna Fig. 2. Water main Ø1600 running through the Mleczna river valley: a) running from embankment through retaining wall to support, b) expansion joint Źródło: Opracowanie własne

23 Nr 4 PRZEGLĄD GÓRNICZY 21 Rys. 3. Widok wodociągu Ø1400 nad rzeką Kłodnicą z nasuwką kompensacyjną a) i podpory stałej b) Fig. 3. General view of water pipeline Ø1400 by the Kłodnica river with expansion joint a) and permanent support b) Źródło: Opracowanie własne Rys. 4. Nasuwka kompensacyjna a) i betonowe podpory ślizgowe b) wodociągu Ø1200 nad rzeką Kłodnicą Fig. 4. Expansion joint and concrete slide supports of water pipeline Ø1200 by the Kłodnica river Źródło: Opracowanie własne 3. Wpływ deformacji ciągłych na nadziemne odcinki wodociągów Oddziaływanie deformacji podłoża na stalowe wodociągi nadziemne powoduje przemieszczenia i niewielkie obroty podpór stałych i ruchomych. Przemieszczenia i obroty podpór stałych są przenoszone na zdylatowany odcinek wodociągu i zabudowane na nim kompensatory. Przemieszczenia pionowe podpór ruchomych są także przenoszone na rurociąg. Na kierunku poprzecznym występują względne przemieszczenia i niewielkie obroty podpór, związane z przemieszczeniami i odkształceniami przypowierzchniowej warstwy górotworu. Wartości tych przemieszczeń zależą od położenia rurociągu względem krawędzi eksploatacji. Poprzeczne przemieszczenia i obroty podpór wywołują poziome i pionowe krzywizny osi rurociągu, które są kompensowane dzięki podatności konstrukcji, osiąganej przez zastosowanie nasuwek kompensacyjnych. Występują odchylenia kątowe sąsiednich segmentów rurociągu, a kąt d tego odchylenia (rys. 1) osiągnie maksymalną wartość, wyrażoną wzorem (Kwiatek i in. 1997): gdzie: l 1, l 2 długości sąsiednich segmentów rurociągu, R promień krzywizny. W przypadku dwustronnych nasuwek kompensacyjnych, stanowiących podstawowy rodzaj zabezpieczenia wodociągów magistralnych na terenach górniczych (Kalisz i in. 2015), występują dwa złącza, które kompensują odchylenia kątowe zdylatowanych segmentów. Odchylenie pojedynczego złącza jest zatem mniejsze i wynosi średnio d/2. Przykładowo dla długości sąsiednich segmentów wynoszącej 100 m, poddanych oddziaływaniu krzywizny dopuszczalnej dla terenu górniczego kategorii IV, kąt odchylenia wyniesie około 1 26', a więc dla pojedynczego złącza około 43'. Na kierunku podłużnym rurociągu nadziemnego poziome przemieszczenia i odkształcenia przypowierzchniowej warstwy gruntu powodują oddalanie lub zbliżanie podpór. Oddalanie podpór następuje w strefie poziomego odkształ- (1)

24 22 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 cenia o charakterze rozciągania, a ich zbliżanie w strefie ściskania. Wartości tych przemieszczeń są uwarunkowane wartościami poziomych odkształceń podłoża gruntowego na tym kierunku (Kwiatek i in. 1997, Kwiatek 2007). Przemieszczenia podpór stałych, trwale połączonych z rurociągiem, powodują wydłużenie lub skrócenie odcinków między nimi, co jest kompensowane w nasuwkach. Wartość tego wydłużenia lub skrócenia można obliczyć na podstawie wzoru: gdzie ε l jest wartością poziomego odkształcenia gruntu na kierunku podłużnym rurociągu z uwzględnieniem rozproszenia losowego (Kwiatek i in. 1997, Kwiatek 2007). Nasuwki powinny mieć wystarczający zapas dylatacyjny do przejęcia prognozowanych poziomych odkształceń, uwzględniając przemieszenia końców rur podczas każdej eksploatacji górniczej, oddziałującej na wodociąg. Przemieszczenia podpór ruchomych nie są przenoszone na wodociąg, chociaż powodują siły podłużne w segmentach między nasuwkami, które w przypadku skorodowanych i zanieczyszczonych elementów ich konstrukcji mogą osiągać istotne wartości. Siły podłużne wynikają także z sił oporu między rurami a pierścieniami gumowymi nasuwek kompensacyjnych, dociskanych śrubami mocującymi do ich powierzchni za pośrednictwem pierścieni oporowych. Ekstremalną wartość siły podłużnej w segmencie rurociągu można obliczyć ze wzoru: (3) gdzie: T k siła oporu w złączu kompensatora (Krygier 2001), T k = πdψμ u p r b u D zewnętrzna średnica wodociągu, ψ współczynnik zależny od średnicy zewnętrznej wodociągu, μ u współczynnik tarcia uszczelki o powierzchnię rury, p r ciśnienie robocze, b u szerokość uszczelki, (2) n liczba podpór ruchomych oddziałujących na segment wodociągu (jednostronnie), T p siła oporu podpory ruchomej (Krygier 2001), T p = μql μ współczynnik tarcia na podporze ruchomej, q l jednostkowy ciężar wodociągu, długość odcinka rurociągu podtrzymywana przez jedną podporę (odległość środków odcinków między podporami). Uproszczony schemat oddziaływania podziemnej eksploatacji górniczej na nadziemny odcinek wodociągu magistralnego przedstawia rys. 5. Segment wodociągu nadziemnego, ułożonego na podporach między kompensatorami, można rozpatrywać jako belkę wieloprzęsłową, dla której oblicza się wartości sił i momentów podporowych oraz przęsłowych. Na rys. 6 przedstawiono schemat przykładowego segmentu nadziemnego wodociągu magistralnego między nasuwkami kompensacyjnymi, ułożonego na czterech podporach ruchomych (przesuwnych) i jednej podporze stałej (podpora środkowa). Odległości l między podporami są dobrane w taki sposób, aby segmenty wodociągu przeniosły siły i momenty zginające od obciążenia ciągłego, wywoływanego przez ciężar własny rurociągu i ciężar przesyłanej w nim wody (Ellenberger 2010, Ellenberger 2005). Siły podłużne, wynikające z przemieszczeń segmentów rurociągu, powodują dodatkowe naprężenia podłużne, które sumują się z naprężeniami wywoływanymi przez momenty zginające. Dla rurociągów w dobrym stanie technicznym siły oporu w złączach nasuwek kompensacyjnych i siły oporu na podporach ruchomych nie powinny być duże. 4. Wpływ wstrząsów górniczych Wstrząsy górotworu powodowane podziemną eksploatacją górniczą oddziałują na obiekty zabudowy powierzchni, w tym na sieci uzbrojenia (Dulińska 2010). Wywoływane tymi wstrząsami drgania podłoża gruntowego w przypadku rurociągów nadziemnych powodują: Rys. 5. Oddziaływanie eksploatacji górniczej na nadziemny odcinek wodociągu magistralnego, zabezpieczonego nasuwkami kompensacyjnymi Fig. 5. Mining impact on above ground section of water main protected by expansion joints Źródło: Opracowanie własne

25 Nr 4 PRZEGLĄD GÓRNICZY 23 Rys. 6. Schemat segmentu wodociągu magistralnego ułożonego na podporach ruchomych i podporze stałej (środkowa) między dwiema nasuwkami kompensacyjnymi Fig. 6. Scheme of water main section located on four roller supports and permanent support (central) between two expansion joints Źródło: Opracowanie własne przemieszczenia podłużne i poprzeczne podpór, siły bezwładności, działające na elementy konstrukcji rurociągów. Na terenach objętych oddziaływaniem wstrząsów górniczych istotne znaczenie mogą mieć przede wszystkim siły bezwładności (Baniotopoulos 1995, Dijkstra i in. 2011), które są na ogół pomijalne w przypadku rurociągów zagłębionych w gruncie (O Rurke, Liu 1999). Siły bezwładności wywoływane w wyniku wymuszenia kinematycznego zależą między innymi od sztywności konstrukcji podporowych, przekazujących drgania podłoża na pozostałe elementy konstrukcji rurociągu, oraz od wartości przyspieszenia drgań. Istotne znaczenie ma również częstotliwość drgań własnych konstrukcji rurociągu i częstotliwość drgań podłoża gruntowego. Skutkiem oddziaływania sił bezwładności, wywoływanych drganiami podłoża, są siły podłużne, siły poprzeczne i momenty zginające, które zależą także od odległości między podporami. W przypadku wałkowych podpór ruchomych (rys. 2 i 3) segmenty wodociągu mają możliwość znacznego przesuwu w kierunku podłużnym. Dzięki temu posiadają zdolność do kompensacji poziomych przemieszczeń (drgań) podpór na tym kierunku. Jednak w przypadku podpór stałych poziome drgania podłoża są przenoszone na rurociąg, a na zamocowania działają podłużne i poprzeczne siły bezwładności. Na kierunku podłużnym możliwość poziomego względnego przesuwu segmentów wodociągów jest duża z uwagi na zabudowane kompensatory. Ponadto przemieszczenia wywoływane drganiami podłoża są znacznie mniejsze od wartości przemieszczeń wywoływanych deformacjami podłoża o charakterze statycznym i są przejmowane przez kompensatory. Oddziaływanie wstrząsów górniczych na rurociągi ułożone na podporach uwzględnia się przy ocenie ich odporności dynamicznej. Do obliczeń wpływu drgań sejsmicznych gruntu na tego rodzaju obiekty liniowe mogą być wykorzystywane między innymi takie metody, jak: metoda spektrum odpowiedzi (RSA), pełna analiza dynamiczna w czasie (THA), metoda zastępczego obciążenia całkowita zastępcza siła pozioma (Base Shear Force) (EN :2012, EN :2006, Tatara 2012), a także uproszczona metoda zastępczej analizy statycznej (Dijkstra i in. 2011, EN :2012). Jednym z najprostszych sposobów uwzględniania drgań podłoża jest uproszczona metoda zastępczej analizy statycznej, która polega na obliczeniu siły dla każdego kierunku głównego drgań sejsmicznych z wykorzystaniem obliczeniowego przyspieszenia zastępczego. W metodzie tej przyjmuje się równomierne wymuszenie kinematyczne. Przyjmowane do obliczeń przyspieszenie zastępcze a cqi na wybranym kierunku drgań można określić ze wzoru (Dijkstra i in. 2011, EN :2012): (4) gdzie: a i ekstremalna wartość przyspieszenia drgań podłoża, k i współczynnik o wartości k i 1,0 zależnej od zbieżności częstotliwości drgań własnych rurociągu z częstotliwością drgań wymuszających, wg EN :2012 przyjmuje się wartość k i = 1,0 w przypadku, gdy częstotliwość drgań własnych konstrukcji rurociągu nie pokrywa się w przedziale 10 % z pikową wartością częstotliwości drgań podłoża, a wartość k i = 1,5 przy braku sprawdzania, czy częstotliwość drgań własnych konstrukcji pokrywa się z pikową wartością częstotliwości drgań podłoża. Zastępcza siła bezwładności q s, działająca poprzecznie na jednostkę długości rurociągu, może być obliczona na podstawie wzoru (Dijkstra i in. 2011): gdzie w p jest masą jednostki długości rurociągu z jego wypełnieniem. Znając wartości sił bezwładności, działających na rurociąg nadziemny, można obliczyć ekstremalne momenty zginające i siły poprzeczne, a następnie dodatkowe naprężenia. Obliczone dodatkowe naprężenia w ściankach rurociągu sumują się z naprężeniami wynikającymi z pozostałych obciążeń. Znając wartości dodatkowych naprężeń można dokonać oceny możliwości przejmowania drgań gruntu. Działanie sił bezwładności należy też uwzględnić dla zamocowań rurociągów do podpór stałych. Do oceny odporności dynamicznej nadziemnych odcinków wodociągów na drgania gruntu mogą być wykorzystane Górnicze Skale Intensywności Drgań. Odporność ta jest wówczas wyrażana przez zdolność obiektu do przejmowania drgań o intensywności określonej dla poszczególnych stopni skal GSI. W tym celu można na przykład wykorzystać skalę przyspieszeniową GSI GZWKW A skalę pomocniczą (Dubiński i in. 2013, Stec, Barański 2010), określając ekstremalną wartość przyspieszenia drgań podłoża, dla którego obliczone siły bezwładności mogą być bezpiecznie przejęte przez analizowany odcinek wodociągu nadziemnego. Przedstawiona wyżej uproszczona metoda zastępczej analizy statycznej, w której przyjmuje się jednakowe przyspieszenie drgań dla wszystkich podpór, może służyć do przybliżonej oceny oddziaływania wstrząsów górniczych na nadziemne odcinki wodociągów. W przypadku dokładnej oceny, szczególnie w rejonach występowania silnych wstrząsów, powinny być stosowane bardziej zaawansowane metody analizy. Istotnym zagadnieniem dla rozpatrywanych w artykule obiektów liniowych jest nierównomierne wymuszenie kinematyczne (Dulińska, Zięba 2005, Dulińska 2006), gdyż kolejne podpory są poddawane oddziaływaniu drgań z przesunięciem fazowym przy jednoczesnym spadku amplitud drgań. Przedstawione w (Dulińska, Zięba 2005) wyniki (5)

26 24 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 analiz odpowiedzi dynamicznych odcinka gazociągu nadziemnego przy nierównomiernych wymuszeniach kinematycznych wskazują, że pomimo spadku amplitud drgań wartości momentów zginających w konstrukcji rurociągu nadziemnego mogą być znacząco większe. Wartości te są tym większe, im mniejsze są prędkości propagacji fal sejsmicznych, które z kolei zależą od rodzaju podłoża gruntowego. Z analiz tych wynika, że wartości ekstremalnych momentów zginających w konstrukcji gazociągu nadziemnego ułożonego na podporach rozmieszczonych co 20 m mogą być większe nawet do 40 % w porównaniu z wartościami uzyskanymi dla równomiernego wymuszenia kinematycznego. 5. Podsumowanie Występujące na terenach górniczych Górnośląskiego Zagłębia Węglowego nadziemne odcinki wodociągów magistralnych zostały zbudowane z rur stalowych, ułożonych na podporach. Zabezpieczono je nasuwkami kompensacyjnymi, pozwalającymi na przejmowanie deformacji podłoża, wywoływanych podziemną eksploatacją węgla kamiennego. Typowa konstrukcja przekroczeń rzek wodociągów magistralnych składa się z segmentów rurowych, zamocowanych trwale do podpory stałej i przesuwnie do podpór ruchomych, wałkowych. Przemieszczenia podpór stałych przenoszone na segmenty rurowe są kompensowane w nasuwkach. Ocena możliwości przejmowania wpływów podziemnej eksploatacji górniczej przez odcinki wodociągów nadziemnych, w szczególności wodociągów magistralnych, powinna uwzględniać: analizę stanu technicznego rurociągów, podpór i kompensatorów, analizę aktualnej zdolności do przejmowania deformacji podłoża przez kompensatory, analizę kinematyczną z uwzględnieniem ekstremalnych wartości przemieszczeń segmentów rurowych, wynikających z prognozowanych wartości wskaźników deformacji podłoża i drgań gruntu, analizę statyczno-wytrzymałościową z uwzględnieniem dodatkowych sił i momentów zginających, powodowanych deformacjami i drganiami podłoża. Analiza aktualnego stanu technicznego elementów konstrukcyjnych wodociągów nadziemnych powinna obejmować także badania nieniszczące zdolności dylatacyjnych kompensatorów i grubości ścianek rur, szczególnie w przypadku wodociągów magistralnych. Analiza ta służy do określania możliwości przejmowania wpływów podziemnej eksploatacji górniczej wodociągów oraz do oceny ich odporności statycznej i dynamicznej. Artykuł stanowi część pierwszą, teoretyczną rozpatrywanego zagadnienia oddziaływania eksploatacji górniczej na nadziemne odcinki wodociągów magistralnych. W części drugiej zostaną przedstawione przykłady obliczeniowe wraz z dyskusją otrzymanych wyników. Publikację wykonano w ramach działalności statutowej nr Głównego Instytutu Górnictwa. Literatura BANIOTOPOULOS C.C Optimal control of above-ground pipelines under dynamic excitation. International Journal of Pressure Vessels and Piping. Volume 63, Issue 2, pp DIJKSTRA G. J., FRANCIS B., HEDEN VAN DER H., GRESNIGT A. H. M Industrial steel pipe systems under seismic loading: a comparison of European and American design codes. COMPDYN rd ECCOMAS Thematic Conference on Computational Methods in Structural Dynamics and Earthquake Engineering M. Papadrakakis, M. Fragiadakis, V. Plevris (eds.) Corfu, Greece, May DUBIŃSKI J., MUTKE G., TATARA T., MUSZYŃSKI L., BARAŃSKI A., KOWAL T Zasady stosowania zweryfikowanej górniczej skali intensywności drgań GSIGZWKW-2012 do prognozy i oceny skutków oddziaływania wstrząsów indukowanych eksploatacją złóż węgla kamiennego w Zakładach Górniczych Kompanii Węglowej S.A. na obiekty budowlane i na ludzi. Kompania Węglowa S.A. Katowice. DULIŃSKA J Oddziaływanie drgań powierzchniowych wywołanych wstrząsami górniczymi w rejonie GZW i LGOM na konstrukcję gazociągu. Wstrząsy górnicze charakterystyka parametrów drgań oraz kryteria oceny wpływu na obiekty budowlane. Wyd. Główny Instytut Górnictwa. Katowice. DULIŃSKA J Odpowiedź dynamiczna budowli wielopodporowych na nierównomierne wymuszenie parasejsmiczne pochodzenia górniczego. Politechnika Krakowska. Kraków. DULIŃSKA J., ZIĘBA A Odpowiedź dynamiczna gazociągów na nierównomierne wymuszenie kinematyczne. Czasopismo Teczniczne. Budownictwo, z. 12-B (rok 102). Wydawnictwo Politechniki Krakowskiej. ELLENBERGER J.P Piping and pipeline calculations manual. Construction, Design, Fabrication and Examination. Elsevier. ELLENBERGER J.P Piping systems and pipeline. ASME B31 Code simplified. McGraw-Hill. EN : 2012 Rurociągi przemysłowe metalowe - Część 3: Projektowanie i obliczenia. EN : Eurokod 8 Projektowanie konstrukcji poddanych oddziaływaniom sejsmicznym - Część 4: Silosy, zbiorniki i rurociągi. HEJMANOWSKI R., MALINOWSKA A., SZADZIUL M. 2014: Analiza awaryjności sieci wodociągowej w świetle rozkładu ciągłych deformacji powierzchni terenu w czasie. Przegląd Górniczy nr 1, s KALISZ P., KOWALSKI A., ZIĘBA M Oddziaływanie eksploatacji górniczej na sieci uzbrojenia. Przegląd Górniczy nr 10, s KRYGIER K Sieci ciepłownicze-materiały pomocnicze do ćwiczeń. Wyd. III, Oficyna Wydawnicza Politechniki Warszawskiej, Warszawa. KWIATEK J. i in Ochrona obiektów budowlanych na terenach górniczych. Wyd. Główny Instytut Górnictwa. Katowice. KWIATEK J Obiekty budowlane na terenach górniczych. Wyd. Główny Instytut Górnictwa. Katowice. O RURKE M.J., LIU X Response of buried pipelines subject to earthquake effects. Monograph Series. Multidisciplinary Center for Earthquake Engineering Research A National Center of Excellence in Advanced Technology Applications. The Research Foundation of the State University of New York and the Multidisciplinary Center for Earthquake Engineering Research. STEC K., BARAŃSKI A Charakterystyka i ocena skutków drgań wstrząsów w kopalniach Kompani Węglowej S.A. o pikowym przyspieszeniu drgań gruntu powyżej 0,5 m/s 2. Prace Naukowe GIG Górnictwo i Środowisko nr 4/4, s TATARA T Odporność dynamiczna obiektów budowlanych w warunkach wstrząsów górniczych. Politechnika Krakowska. Kraków. Artykuł wpłynął do redakcji październik 2016 Artykuł akceptowano do druku

27 Nr 4 PRZEGLĄD GÓRNICZY 25 Ocena pracy obudowy zmechanizowanej na podstawie danych z monitoringu ciśnień i postępu sekcji Assessment of shield support operations based on pressure monitoring and its advance Dr inż. Marek Płonka* ) Dr inż. Sylwester Rajwa* ) Dr inż. Zbigniew Lubosik* ) Treść: Przedstawiono prawidłowy cykl pracy obudowy zmechanizowanej. Omówiono wybrane, stosowane w Polsce i za granicą systemy pomiarowe monitorujące pracę obudowy zmechanizowanej, oraz możliwości i sposoby rejestracji danych, cele monitorowania i jego wykorzystanie pod kątem prawidłowej współpracy obudowy z górotworem. Scharakteryzowano warunki geologiczno- -górnicze, sekcje obudowy zmechanizowanej kompleksu strugowego stosowane w LW Bogdanka w ścianach prowadzonych w pokładzie 385/2 oraz zastosowany tam system pomiaru i rejestrowania parametrów jej pracy. Na podstawie autorskiego oprogramowania, umożliwiającego m.in. identyfikację poszczególnych cykli pracy każdej sekcji obudowy zmechanizowanej, sporządzono rozkłady wartości ciśnień maksymalnych, zarejestrowanych w poszczególnych sekcjach obudowy zmechanizowanej w odniesieniu do powierzchni pól ścianowych. Szczególnej analizie poddano dane rejestrowane w okresach pojawiania się lokalnych trudności w utrzymaniu stropu ścian. Następnie przeprowadzono analizę wartości ciśnień dla wyodrębnionych cykli pracy sekcji, odpowiednio je grupując. W wyniku tych prac otrzymano zależności zmierzonych wartości ciśnień w stojakach sekcji od czasu trwania cyklu pracy obudowy. Zauważono, że występujące utrudnienia w utrzymaniu stropu poprzedzone były szybkim wzrostem ciśnienia w stojakach sekcji na tych odcinkach długości ściany, zwłaszcza podczas jej postoju. Przeanalizowano także inne podstawowe parametry wpływające na prawidłowość pracy sekcji obudowy zmechanizowanej. Dane z monitoringu pracy obudowy zmechanizowanej, opracowane zależności i uzyskane wyniki analiz pozwoliły na określenie wniosków, które mogły zoptymalizować jej pracę, parametry techniczne oraz geometryczne sekcji przeznaczonych dla warunków pokładu 385/2. Zoptymalizowana, w oparciu o analizę danych z monitoringu, konstrukcja sekcji obudowy zmechanizowanej, mogła ograniczyć trudności w utrzymania stropu wyrobisk ścianowych i co za tym idzie, pozytywnie wpłynąć na zwiększenie bezpieczeństwa pracy i uzyskiwane wyniki ekonomiczne. Abstract: The proper operational cycle of shield support was presented. The chosen shield support monitoring systems used in Poland and abroad were outlined as well as possibilities and methods of data registration, aims of monitoring and its usage for proper roof strata/support interaction presented. The geological and mining conditions of plow longwall in seam no. 385/2 in LW Bogdanka mine were presented. Also shield support used in this longwall system together with monitoring equipment were described. Software developed in GIG which, among others, allows to identify operational cycle of each shield support was used to analyze monitoring data. Maximal pressure distribution in function of longwall area was made for shield supports. Detailed analysis was conducted for periods of time when poor roof conditions occurred. Next the analysis for given support operational cycles that resulted in formation of adequate groups was conducted. It resulted in the development of relationship between measured under piston pressure and duration of support operational cycle. It was observed that poor roof conditions were preceded by rapid pressure increase on particular longwall sections. Also other basic parameters which have an influence on support bearing capacity were analyzed. Shield support monitoring data, relationships developed and analysis results allowed to determine conclusions for optimization of: operations, construction and technical parameters of shield supports used in seam 385/2. The optimized construction of shield support, on the basis of monitoring data, allows to improve roof conditions which have positive impact on labour safety and economical results. Słowa kluczowe: obudowa zmechanizowana, monitoring, podporność Key words: shield support, monitoring, load bearing capacity * ) Główny Instytut Górnictwa, Katowice

28 26 PRZEGLĄD GÓRNICZY Wprowadzenie Podczas prowadzenia eksploatacji ścianowej, bezpieczeństwo załogi pod ziemią oraz płynność eksploatacji zależne są w dużej mierze od prawidłowego doboru i poprawnej pracy obudowy zmechanizowanej. Coraz częściej jest ona wyposażona w systemy sterowania i monitoringu, wspomagające efektywność prowadzenia procesu produkcyjnego (od kilku lat stosowane również coraz częściej w Polsce). Systemy takie umożliwiają obserwacje, pomiary i rejestracje wielu parametrów pracy całego kompleksu wydobywczego. W przypadku obudów zmechanizowanych, są to najczęściej wartości: ciśnienia w stojakach hydraulicznych sekcji, miary wysunięcia przesuwnika sekcji - pozwalając tym samym określić położenie sekcji na długości wybiegu ściany, czasu dokonania pomiaru, czasu trwania poszczególnych operacji technologicznych, wydarzeń występowania stanów awaryjnych itp.. Znacznie rzadziej możliwe jest in situ określenie bieżącej geometrii sekcji i rozmiarów samego wyrobiska takich jak np. aktualna jego wysokość i rozpiętość. Pozyskane informacje mogą być zwykle przesyłane i prezentowane praktycznie bezzwłocznie na powierzchnię kopalni (lub za pośrednictwem sieci komputerowej w dowolne lokalizacje), co pozwala reagować na sytuacje występujące w ścianie wydobywczej. Ponadto, dzięki tym systemom, wydawane mogą być decyzje dotyczące stanu pracy obudowy zmechanizowanej, np. docelowej linii przesuwu sekcji do nowego położenia czy usuwania uszkodzeń w elementach hydraulicznych. Podejmowane są także próby prognozowania niektórych stanów awaryjnych na podstawie śledzenia zmian wartości ciśnień w stojakach sekcji. Pomiary ciśnienia medium w przestrzeniach podtłokowych stojaków sekcji obudów zmechanizowanych względem osi czasu są podstawowym źródłem informacji określających podporność obudowy. Do dokładnego wyznaczenia podporności całej sekcji niezbędne jest jeszcze określenie aktualnej jej geometrii. Ze względu jednak na dużą komplikację i koszty takich pomiarów podczas prowadzenia wydobycia, są one bardzo rzadko realizowane. Najczęściej pomiary dotyczące tylko monitorowanego ciśnienia w podtłokowych częściach stojaków i ich przebiegi odnosi się do wzorcowego przebiegu ciśnienia przedstawionego na rys. 1. Rys. 1. Przebieg zmian ciśnienia w stojakach podczas cyklu obudowy (Peng 2006). Fig. 1. Course of pressure changes in hydraulic props of shield support Odcinek 0 s odpowiada okresowi rozparcia sekcji, po czym następuje wzrost podporności na odcinku s a powodowany wzrostem obciążenia na skutek rabowania sąsiedniej sekcji. Następnie rozpoczyna się dość stabilny i długi okres wzrostu ciśnienia górotworu na odcinku a b. Odcinek b c przedstawia wpływ wzrastającego obciążenia, na skutek urabiania calizny węglowej na wysokość sekcji, tym samym wzrostu rozpiętości wyrobiska. Natomiast szybko wzrastający odcinek c d ukazuje wzrost ciśnienia związany z rabowaniem sąsiedniej sekcji. Odcinek d e przedstawia gwałtowny spadek ciśnienia podczas rabowania. W praktyce górniczej szybkości zmian, wartości ciśnień, czasy poszczególnych odcinków mogą podlegać dużym wahaniom, zależnym od wielu czynników natury geologicznej, górniczej i technicznej. W celu zapewnienia prawidłowej pracy sekcji obudowy, najbardziej istotnymi czynnikami są: szybkie rozpieranie sekcji (do punktu s cyklu) aby uzyskać prawidłową wartość podporności wstępnej, związane jest z ciśnieniem w magistrali zasilającej, nieprzekraczanie (lub bardzo rzadkie) wartości ciśnienia nastaw zaworów upustowych (roboczych) stojaków, szybkie rabowanie i przesuw sekcji związany z rozpoczęciem nowego cyklu pracy, dobry stan techniczny urządzeń. Przy takich podstawowych warunkach sekcje obudowy zmechanizowanej powinny rozwijać podporność określoną w DTR oraz prawidłowo współpracować z górotworem, zapewniając właściwe utrzymanie stropu. 2. Monitorowanie obudowy zmechanizowanej Systemy pomiarowe z wizualizacją danych występują najczęściej równolegle z nowoczesnymi elektrohydraulicznymi systemami sterowania obudową zmechanizowaną, jako ich opcjonalna część składowa. Stosowane rozwiązania różnią się funkcjonalnie głównie liczbą mierzonych parametrów technicznych i punktów pomiarowych, częstotliwością wykonywania pomiarów, sposobami zapisu danych, wyprowadzania oraz prezentowania ich na powierzchni, możliwością sygnalizowania wytypowanych sytuacji awaryjnych. Ze względu na zwykle długi czas eksploatacji ściany, a co za tym następuje, ogromną ilość zbieranych i rejestrowanych danych, parametry takich systemów były ściśle związane z postępem w dziedzinie elektroniki i techniki komputerowej. Jakość i dokładność pozyskanych danych rzutuje na możliwości monitoringu obudowy zmechanizowanej oraz kompleksu ścianowego. Za granicą bogate doświadczenia w monitorowaniu sekcji i analizie takich danych posiada górnictwo amerykańskie i australijskie. (Barczak 2006, Hoyer 2012, Kelly i in. 2012, Moodie, Anderson 2011, Peng 2006, Trueman i in. 2005, Trueman i in. 2009,Trueman i in. 2011), 12). Analizowane są m.in. średnie ważone rozwijanej podporności (tym samym obciążenia obudowy przez górotwór) i ciśnień w stojakach względem czasu (TWAR, TWAP (Kelly i in. 2012, Peng 2006, Trueman i in. 2011)) oraz konwergencja wyrobiska, skutkująca zaciskaniem sekcji. Badane są zależności pomiędzy określonymi przebiegami (dociążenia, gradienty zmian określonych zależności) celem dobierania odpowiedniej podporności obudowy w kolejnych ścianach. Rozwijane są systemy komputerowe wizualizacji i sygnalizacji stanów awaryjnych, jak np. LVA, ukierunkowany także na przewidywanie możliwych opadów stropu poprzez określanie współczynnika ryzyka CRI (Cavity Risk Index) (Hoyer 2012, Kelly i in. 2012, Peng 2006, Trueman i in. 2011, Wiklund i in. 2011).

29 Nr 4 PRZEGLĄD GÓRNICZY 27 W Polsce doświadczenia związane z nowoczesnym monitoringiem obudowy zmechanizowanej rozpoczęły się m.in. za pomocą systemów wizualizacji rozwijanych przez firmę Tiefenbach-Polska. Pierwsze pomiary i rejestracje prowadzono w KWK Murcki (lata ) i KWK Rydułtowy (rok 2003 i 2005) (Liduchowski 2002). Obecnie głównie Grupa Famur i Grupa Kopex oraz różne firmy z nimi związane rozwijają oraz oferują własne systemy monitoringu, stosowane przede wszystkim w obudowach zmechanizowanych przeznaczonych dla kombajnowych ścian zawałowych. W strugowych kompleksach ścianowych stosowany jest monitoring firmy Caterpillar (poprzednio Bucyrus), m.in. w Kopalniach Zofiówka i Bogdanka (Płonka, Rajwa 2011). W niniejszym artykule przedstawiono ocenę pracy obudowy zmechanizowanej na podstawie wybranych obliczeń i wykresów, wykorzystując udostępnione zapisy danych zebranych podczas wybierania ścian strugowych 7/VII/385 w polu Stefanów oraz 2/VI/385 w polu Nadrybie w pokładzie 385/2 w latach w LW Bogdanka (Płonka i in. 2013/14, Płonka i in. 2014). 3. Charakterystyka obudowy zmechanizowanej i systemu pomiarowego stosowanych w lw bogdanka Strugowe kompleksy ścianowe pracujące w LW Bogdanka wyposażone są w obudowy zmechanizowane liniowe i skrajne Bucyrus/Caterpillar (kilku typów), które są skonstruowane dla zakresów wysokości konstrukcyjnej generalnie od 0,95 m do 2,3 m, z podziałką 1,75 m dla sekcji liniowych lub 1,95 m skrajnych. Sekcje wyposażone są w stojaki hydrauliczne o średnicy pierwszego stopnia Ø 320 mm. Podczas pracy kompleksu in situ mierzonych jest wiele parametrów kontrolnych stanu poszczególnych urządzeń, w tym obudowy zmechanizowanej. System monitorowania i pomiaru wspomagany jest kolejnymi modernizowanymi wersjami oprogramowania VShield. Mierzone są m.in. ciśnienia w przestrzeniach podtłokowych stojaków wszystkich sekcji obudowy zmechanizowanej z dokładnością do 1 bar, dostępne są miary położenia wzdłuż wybiegu ściany: poszczególnych sekcji obudowy, przenośnika, tzw. linii węgla, linii cięcia struga, a na długości ściany położenie struga ślizgowego według numerów sekcji obudowy, itp. Wartości pomiarów gromadzone są w bazie danych na nośniku pamięci, w plikach tworzonych osobno dla czasu maksymalnie jednego dnia. Dane pomiarowe mogą być uzyskiwane co 1 sekundę. System umożliwia więc obserwację cykli pracy każdej z sekcji obudowy (rys. 1) poprzez zmiany ciśnienia w przestrzeniach podtłokowych stojaków względem czasu, włącznie z lokalizacją sekcji na wybiegu ściany, natomiast podporność obudowy, ze względu na brak pomiaru jej geometrii musi być wyliczana z przybliżeniem wynikającym z określonej przez służby miernicze miąższości pokładu oraz przy założeniu równoległości stropnicy i spągnicy, czyli prawidłowości kinematyki sekcji. 4. Warunki geologiczno-górnicze pokładu 385/ Ściana 7/VII/385 w polu Stefanów Ściana 7/VII/385 prowadzona była od października 2011 do marca 2013 z zawałem stropu, z wysokością od około 1,5 m do 1,8 m. Długość ściany wynosiła 305 m, a jej całkowity wybieg osiągnął około 5 km. Zarejestrowane dane nie obejmują całego wybiegu ściany i dokumentują 324 dni pomiarowych. Pokład 385/2 w tym rejonie zalega na głębokości od około -710 m do około -780 m, z nachyleniem od 0 do 2. W stropie pokładu 385/2 w tym rejonie występuje iłowiec szary średniozwięzły oraz mułowiec szary zwięzły i średniozwięzły. Podobnie, spąg zbudowany jest również z iłowca szarego średniozwięzłego oraz mułowca szarego zwięzłego i średniozwięzłego. Na wybiegu ściany wytrzymałości stropu zmieniały się w zakresie około MPa dla pakietu warstw 0 6 m. Wytrzymałości spągu zmieniały się w zakresie około 6 38 MPa dla pakietu warstw 0 3 m. Strugowa ściana 7/VII/385 wyposażona została w sekcje obudowy Bucyrus: 950/ (liniowe) i 1480/ (skrajne). Łącznie 173 sekcje, w tym 8 skrajnych Ściana 2/VI/385 w polu Nadrybie Ściana 2/VI/385 prowadzona była od października 2012 do czerwca 2013, z zawałem stropu, z wysokością od około 1,8 m do 2,2 m. Długość ściany wynosiła 250 m, a jej całkowity wybieg osiągnął około 1830 m. Zarejestrowane dane również nie są kompletne i obejmują 209 dni pomiarowych w czasie jej biegu. Pokład 385/2 w tym rejonie zalega na głębokości od około -710 m do około -740 m, z nachyleniem od 0 do 3. W stropie pokładu 385/2 w rejonie ściany 2/VI/385 występuje mułowiec, iłowiec szary średniozwięzły oraz piaskowiec, zaś spąg zbudowany jest z iłowca szarego średniozwięzłego oraz mułowca szarego zwięzłego. Na wybiegu ściany wytrzymałości stropu zmieniały się w zakresie około MPa dla pakietu warstw 0 6 m. Wytrzymałości spągu zmieniały się w zakresie około MPa dla pakietu warstw 0 3 m. Strugowa ściana 2/VI/385 wyposażona została w sekcje obudowy Bucyrus: 950/ (liniowe) i 1480/ (skrajne). Łącznie 142 sekcje, w tym 8 skrajnych. 5. Obserwacje wartości ciśnień w stojakach obudowy W ścianach pokładu 385/2, podczas bieżących obserwacji, serwis stwierdzał stosunkowo niewysokie ciśnienia w przestrzeniach podtłokowych stojaków podczas pracy kompleksu. W tym czasie występowały jednak okresowo lokalne problemy związane z prawidłowym utrzymaniem stropu. Zauważono, że występujące utrudnienia w utrzymaniu stropu poprzedzane były szybkim wzrostem ciśnienia w stojakach sekcji na tych odcinkach długości ściany, zwłaszcza podczas jej postoju. Potwierdzenie tego mogło nastąpić w oparciu o analizę danych z monitoringu parametrów pracy. Wyniki takich analiz mogłyby posłużyć do optymalizacji konstrukcji sekcji obudowy zmechanizowanej lub sposobu jej prowadzenia, w celu ograniczenia trudności w utrzymania stropu wyrobisk ścianowych i co za tym idzie pozytywnie wpłynąć na zwiększenie bezpieczeństwa pracy i uzyskiwane wyniki ekonomiczne. 6. Sposoby opracowania danych pomiarowych Zarejestrowane wartości ciśnień z przestrzeni podtłokowych stojaków opracowano, wykorzystując dwa sposoby obliczeń. W pierwszym odniesiono je do obszaru pól analizowanych ścian. Określono tym samym maksymalne obciążenia ze strony górotworu, panujące w polu ścian podczas eksploatacji, jakim poddana została obudowa zmechanizowana.

30 28 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Rys. 2. Przykładowe kształty cyklu pracy sekcji, zmienność ciśnienia względem czasu Fig. 2. Exemplary operational cycles of shield support, variation of pressure in time Umożliwiło to ocenę jej parametrów technicznych (podporności) w kontekście jej doboru do odpowiednich warunków geologiczno-górniczych wyrobiska ścianowego. W drugim sposobie dokonano identyfikacji kształtu cykli pracy wszystkich sekcji obudowy zmechanizowanej, zgodnie ze schematem przedstawionym na rys. 1. Pozwoliło to wyznaczyć takie parametry pracy sekcji jak: szybkość rozpierania, osiągane wartości podporności wstępnej, przyrosty podporności podczas trwania cyklu pracy itp.. W rzeczywistości bowiem, podczas pracy kompletu obudowy zmechanizowanej obserwuje się duże zróżnicowania kształtów przebiegów ciśnienia w cyklu pracy sekcji, co przedstawiono poglądowo na rys Rozkład ciśnień maksymalnych w stojakach sekcji w odniesieniu do powierzchni pola ścian W tym celu przyporządkowano wartości maksimów ciśnień w stojakach do miejsc ich występowania, wykorzystując mapy pokładu 385/2 z rejonu ścian 7/VII/385 i 2/VI/385. Do wykonania wykresów wykorzystano autorskie oprogramowanie, opracowane i użytkowane w Zakładzie Technologii Eksploatacji i Obudów Górniczych GIG, uwzględniające m.in. zapis czasu pomiaru, ustawienie poszczególnych sekcji zabudowanych w ścianie i ich postęp. W przypadku ściany 7/ VII/385 zastosowano podział na część 1 i 2 wybiegu, ze względu na występujące braki danych. Jednostkowym prostokątom, wyznaczonym w polu ścian, przyporządkowano maksymalne zarejestrowane wartości ciśnienia w stojakach sekcji. Różne poziomy wartości ciśnień na mapach oznaczono kolorami, zaś pojedynczy barwny punkt swoim rozmiarem odpowiada szerokości sekcji na długości wybiegu 1 m. Uzyskane tym sposobem wykresy przedstawiono na rys. 3, 4 i 5. Na ich podstawie sporządzono histogramy (rozkłady liczebności), ukazujące procentowe udziały powierzchni pola ściany, na jakim wystąpiły określone ciśnienia i zamieszczono je na rys. 6. Porównać można na nim dane dotyczące odcinków wybiegu ścian: 7/VII/385 cz. 1, 7/VII/385 cz. 2 i 2/VI/385. Rozkłady zarejestrowanych wartości ciśnień w stojakach obudowy wykazały znaczną ilość wysokich ciśnień, o wartościach zbliżonych do nastaw zaworów roboczych ustawionych na 45 MPa (450 bar). Ponadto, obserwując zmiany tego ciśnienia, zauważono liczne i stosunkowo szybkie wzrosty ciśnienia w podtłokowych częściach stojaków, aż do wystąpienia charakterystycznych piłowych kształtów ich przebiegów, na poziomie wartości zadziałania zaworów roboczych (450 bar ± 5%). Sytuacje takie występowały już podczas stosunkowo niedługich postojów ścian, świadcząc o zadziałaniu zaworów roboczych na skutek rosnącego obciążenia górotworu Ciśnienia w zidentyfikowanych cyklach pracy sekcji obudowy zmechanizowanej Posługując się autorskim programem komputerowym określono parametry kształtu cykli pracy sekcji obudowy zmechanizowanej poprzez identyfikację punktów: a, b, c i d jak na rys. 1, przyporządkowując im określone wartości ciśnienia i czasu. Ze względu na przyjęty w obliczeniach okres 1 minuty pomiędzy danymi (ze względu na wielkość bazy danych i związany z tym czas wykonywania konwersji danych i obliczeń), pominięto określanie parametrów punktu stricte s (rozparcie sekcji) na odcinku 0-s-a, identyfikując punkt a jako punkt, w którym krzywizna zmian ciśnienia bezpośrednio po rozparciu sekcji była największa. Uzasadnieniem takiego podejścia jest także stosowany algorytm przesuwania obudowy, który nie wymagał przesuwu kolejnych sąsiednich sekcji. Wykonane obliczenia i zastosowany komputerowy algorytm identyfikacji, w oparciu o posiadaną bazę pomiarową, pozwoliły na wyznaczenie sumarycznych ilości cykli pracy sekcji dla poszczególnych ścian (tab. 1).

31 Nr 4 PRZEGLĄD GÓRNICZY 29 Rys. 3. Wartości maksymalne ciśnień na 1 części wybiegu ściany 7/VII/385. Źródło: oprogramowanie własne GIG Fig. 3. Maximal values of pressure in 1st section of longwall 7/VII/385 run. Source: software developed by GIG Rys. 4. Wartości maksymalne ciśnień na 2 części wybiegu ściany 7/VII/385. Źródło: oprogramowanie własne GIG Fig. 4. Maximal values of pressure in 2nd section of longwall 7/VII/385 run. Source: software developed by GIG Rys. 5. Wartości maksymalne ciśnień na wybiegu ściany 2/VI/385. Źródło: oprogramowanie własne GIG Fig. 5. Maximal values of pressure on run of the longwall 2/VI/385. Source: software developed by GIG

32 30 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Rys. 6. Histogram rozkładu maksymalnych wartości ciśnień na jednostkowych prostokątach powierzchni analizowanych ścian Fig. 6. Histogram of maximal pressure values distribution on rectangle shaped, unit size areas of the analyzed longwalls Dalszej analizie poddano jednak wyselekcjonowaną część danych, powstałą po odrzuceniu m.in. tych z prawdopodobnymi błędami pomiarowymi. Zmniejszoną ilość cykli i procent odrzuconych przedstawia tab. 2. Dla zbiorów cykli po selekcji, średnie wartości ciśnienia maksymalnego (z punktu d ) wyliczono kolejno dla 10-minutowych odcinków czasu ich trwania (tzn. do 10 min, od 10 do 20 min itd.). Dla tych samych odcinków czasu zliczono ilość wystąpienia wartości ciśnienia, które przewyższało próg zadziałania zaworów roboczych pomniejszony o możliwą 5-procentową niedokładność, a więc mogło spowodować rabowanie sekcji obudowy, i przedstawiono je w stosunku procentowym do wszystkich cykli z danego przedziału czasu. Wykresy przedstawiono na rys. 7. Pomocniczymi liniami przerywanymi przedstawiono wynik obliczeń regresji segmentowej (odcinkami liniowymi) dla tych zależności, określony przy pomocy pakietu Statistica (średnia z wariancji wyjaśnionych przez modele 0,90). Sporządzono także histogram przedstawiający procentowy podział zbioru cykli obudowy ze względu na czas ich trwania, zamieszczony na rys Analiza uzyskanych zależności 7.1. Rozkład ciśnień maksymalnych w stojakach sekcji w odniesieniu do powierzchni pól ścian Przedstawione w niniejszej ocenie odniesienie danych do powierzchni pola eksploatacyjnego (jednostkowych prostokątów wyznaczonych jak w pkt. 6.1), a tym samym uwzględnienie modelu zjawiska obciążenia obudowy ze strony górotworu, pozwala na przedstawienie kształtowania się rozkładów ciśnienia w stojakach sekcji, i tym samym, rozwijanej podporności sekcji. Opierając się o przedstawione w pracy wykresy i obliczenia, a także poprzez selekcję i korekcję danych pomiarowych (rys. 3 6), określono: procentowy udział powierzchni pola ściany, na którym sekcje obudowy osiągały ciśnienia powyżej 40 MPa, procentowy udział powierzchni pola ściany, na którym sekcje obudowy osiągały ciśnienia powyżej 43 MPa, a więc w zasadzie blisko granicy (i powyżej) ciśnienia roboczego należy pamiętać przy tym także o fakcie Tabela 1. Zidentyfikowana pełna ilość cykli pracy sekcji obudów w analizowanych ścianach Table 1. Identified number of full operation cycles of shield supports ŚCIANA 7/VII/385 cz.1 7/VII/385 cz.2 2/VI/385 ilość zidentyfikowanych cykli średnia ilość cykli na 1 sekcję długość wybiegu ściany 2155 m 1336 m 1802 m Tabela 2. Wyselekcjonowana ilość cykli pracy sekcji obudów w analizowanych ścianach Table 2. Selected number of full operation cycles of shield supports ŚCIANA 7/VII/385 cz.1 7/VII/385 cz.2 2/VI/385 ilość cykli po selekcji procent odrzuconych cykli 3,9% 7,3% 4,3%

33 Nr 4 PRZEGLĄD GÓRNICZY 31 Rys. 7. Histogramy rozkładów maksymalnych wartości ciśnień i przekroczenia nastaw zaworów dla czasów cyklu obudowy w analizowanych ścianach Fig. 7. Histograms of maximal pressure values distribution and yield pressure overruns for operational cycles duration of the analyzed longwalls Rys. 8. Histogramy rozkładów czasu trwania cykli obudowy w analizowanych ścianach Fig. 8. Histograms of operational cycles duration of the analyzed longwalls

34 32 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 pewnej nierównomierności rozparcia stojaków w obrębie jednej sekcji, co może powodować jeszcze częstsze stany zadziałania zaworów, procentowy udział powierzchni pola ściany, na którym w stojakach zarejestrowano ciśnienia maksymalne poniżej 20 MPa, a więc sekcje nie osiągały nawet wartości zbliżonych do podporności wstępnej - tym samym uznano, że nie pracowały prawidłowo. Wykonane obliczenia pozwoliły na przedstawienie w tab. 3 procentowych udziałów powierzchni pola ścian, na których odnotowano ciśnienia w określonych przedziałach wartości: Tabela 3. Powierzchnia pól analizowanych ścian, określona w procentach, na której ciśnienia osiągały wytypowane wartości Table 3. Percentage area of analyzed longwall panels on which the pressure reached selected values ŚCIANA 7/VII/385 cz.1 7/VII/385 cz.2 2/VI/ MPa 20% 28% 22% 43 MPa 10,5% 12% 13% < 20 MPa 1,5% 1% 1% Podsumowując, można stwierdzić, że w przypadku omawianych ścian, na około 10,5% 13% powierzchni ich pól sekcje obudowy zmechanizowanej nie dysponowały praktycznie żadną rezerwą podporności (przyjęto możliwość wystąpienia około 5% błędu określania wartości ciśnienia), natomiast na około 20% 28% powierzchni ich pól sekcje obudowy zmechanizowanej wykorzystywały praktycznie górny zakres projektowanej podporności. W niewielkim procencie przypadków na pewno nie pracowały zgodnie z wymaganiami DTR. Wyniki obliczeń wskazały wykorzystanie parametrów podpornościowych sekcji obudowy zmechanizowanej w rzeczywistych warunkach eksploatacyjnych Ciśnienia w zidentyfikowanych cyklach pracy sekcji obudowy zmechanizowanej Przedstawione na rys. 7 wykresy pokazują, że wraz z wydłużaniem się czasu trwania cyklu obudowy (który zwykle odpowiada mniejszej prędkości postępu), obserwować można zwiększanie się średniej bieżącej wartości najwyższych ciśnień, aż do ciśnienia, przy którym praktycznie ulega ono stabilizacji. Podobna zależność, zwiększania się (w tych okresach czasu) udziału procentowego wartości ciśnień, przy których może następować zadziałanie zaworów roboczych i rabowanie obudowy, a więc stan, przy którym spodziewać się można wystąpienia utrudnień w utrzymaniu stropu. Duży udział procentowy sekcji rabujących się jest zapewne też powodem osiągania takiej wartości średniej ciśnienia, na odcinku stabilizacji, która jest wyraźnie niższa od wartości nastawy zaworów roboczych. Czas stabilizacji średnich bieżących przedstawionych zależności jest prawdopodobnie czasem, po którym cała obudowa zmechanizowana nie dysponuje już rezerwą podporności (duży udział procentowy sekcji rabujących się w takich warunkach) oraz możliwością jej wzrostu, natomiast obciążenie górotworu może wzrastać nadal i intensyfikować utrudnienia stropowe w wyrobisku. W przypadku omawianych ścian czas ten można oszacować na około 5 6 godzin. Analizując kolejny rys. 8, przyjąć można, że zdecydowana większość cykli zarejestrowanych podczas biegu analizowanych ścian przebiegała w czasie do około min. Ta grupa cykli pracy przedstawia poprawny stan pracy kompleksu strugowego, kiedy eksploatacja przebiega normalnie i bez postojów, tj. przy określonej prędkości postępu. Dla takich warunków zauważyć można właściwe dla poprawnej pracy poziomy ciśnienia roboczego i niewielkie udziały występowania ciśnień maksymalnych (punkt d ), przy których wystąpić mogło rabowanie sekcji skutkiem zadziałania zaworów roboczych. Zakładając graniczny czas cyklu obudowy, dla którego można uznać, że nie odpowiada on jeszcze stanowi postoju ściany, można obliczyć jego uśrednione parametry dla każdej ściany. Przykładowo, przyjmując pełniejszą reprezentację danych i zakładając graniczny czas cyklu na 120 min, parametry uśrednionych cykli dla omawianych ścian przedstawiono na rys. 9. Rys. 9. Przebiegi uśrednionych cykli sekcji obudowy dla analizowanych ścian Fig. 9. The courses of average shield support cycles of the analyzed longwalls

35 Nr 4 PRZEGLĄD GÓRNICZY Podsumowanie Na podstawie przeprowadzonych obliczeń i analiz można sformułować następujące wnioski: Podczas regularnego biegu omawianych ścian 7/VII/385 i 2/VI/385, w warunkach LW Bogdanka, stosowana obudowa zmechanizowana charakteryzowała się odpowiednią podpornością, była dobrze dobrana pod tym względem do warunków eksploatacji w pokładzie 385/2. Zgromadzone dane pomiarowe z okresu eksploatacji, włącznie z postojami kompleksu ścianowego, wykazały, że w warunkach prowadzenia ścian 7/VII i 2/VI, na około 10,5% 13% ich powierzchni sekcje obudowy zmechanizowanej pracowały z maksymalną podpornością. Podczas postojów ścian o czasie rzędu 5 6 godzin notowano liczne szybkie wzrosty obciążenia górotworu, które mogły powodować utrudnienia w utrzymaniu stropu. Co najmniej 1,5% sekcji pracowało z wartościami ciśnienia mniejszymi od 20 MPa, a więc wartościami znacznie niższymi od ciśnienia zasilania. Występowanie pewnych lokalnych trudności w utrzymaniu stropu mogło być związane z występowaniem grubszych warstw piaskowca w stropie pokładu, powodującego zawisanie warstw skalnych za linią obudowy i występowanie zjawiska ciśnień okresowych. Monitoring obudowy zmechanizowanej oraz analiza gromadzonych danych, dostarczyć mogą wielu informacji pozwalających na poprawę zarówno efektywności procesu wydobywczego, jak i bezpieczeństwa załogi. Autorzy składają podziękowania LW Bogdanka SA oraz Caterpillar Global Mining Polska Sp. z o.o. za współpracę przy badaniach oraz umożliwienie dostępu do danych i oprogramowania systemowego. Literatura BARCZAK T A retrospective assessment of longwall roof support with a focus on challenging accepted roof support concepts and design premises. 25th Int. Conf on Ground Control in Mining, Morgantown, WV, USA, pp HOYER D Early warning of longwall roof cavities using LVA software. 12th Coal Operators Conference, University of Wollongong & the Australasian Institute of Mining and Metallurgy, pp KELLY M., B, KIZIL M., CANBULAT I Analysing the effectiveness of the 1750 tonne shields at Moranbah North Mine. Coal Operators Conference, University of Wollongong & the Australasian Institute of Mining and Metallurgy, pp LIDUCHOWSKI L Monitoring stanu obudowy zmechanizowanej przy zastosowaniu sterowania elektrohydraulicznego firmy Tiefenbach. Prace Naukowe GIG, seria Konferencje nr 40. Katowice, s MOODIE A., ANDERSON J Geotechnical Considerations for Longwall Top Coal Caving at Austar Coal Mine. Underground Coal Operators Conference, University of Wollongong & the Australasian Institute of Mining and Metallurgy, pp PENG S.S Longwall Mining. Syd S. Peng publisher, pp PŁONKA M., RAJWA S Assessment of Powered Support Loadings in Plow and Shearer Longwalls in Regard to the Pressure Measurements in Props. International Mining Forum 2011 Bogdanka, Poland. A Balkema Book. CRC Press, Taylor & Francis Group, London, UK, pp PŁONKA M. i in. 2013/ Określenie optymalnych parametrów podpornościowych obudowy zmechanizowanej kompleksów strugowych dla warunków geologiczno-górniczych LW Bogdanka SA na podstawie dotychczasowych doświadczeń Kopalni w stosowaniu techniki strugowej. Dokumentacja pracy badawczej GIG nr: , dla Caterpillar Global Mining Polska Spółka z o. o., (niepublikowana). PŁONKA M. i in Optymalizacja pracy obudów zmechanizowanych w ścianach strugowych i kombajnowych w aspekcie ograniczenia opadania stropu w warunkach górniczo-geologicznych Kopalni LW Bogdanka SA. Zadanie 1: Optymalizacja pracy sekcji obudów zmechanizowanych w ścianach strugowych dla poprawy jakości urobku. Dokumentacja pracy badawczej GIG nr: , (niepublikowana). TRUEMAN R., THOMAS R., HOYER D Understanding the Causes of Roof Control Problems on A Longwall Face from Shield Monitoring Data - a Case Study, 11th Underground Coal Operators Conference, University of Wollongong & the Australasian Institute of Mining and Metallurgy, pp TRUEMAN R., LYMAN G., COCKER A Longwall roof control through a fundamental understanding of shield strata interaction. International Journal of Rock Mechanics & Mining Sciences 46 Elsevier, pp TRUEMAN R., LYMAN G., CALLAN M., ROBERTSON B Assessing longwall support-roof interaction from shield leg pressure data. Mining Technology (Trans. Inst. Mining and Metallurgy A) Vol. 114, pp WIKLUND B., KIZIL M. S., CANBULAT I Development of A Cavity Prediction Model for Longwall Mining, 11th Underground Coal Operators Conference, University of Wollongong & the Australasian Institute of Mining and Metallurgy, pp Artykuł wpłynął do redakcji styczeń 2017 Artykuł akceptowano do druku

36 34 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Skomplikowany mechanizm pękania górotworu w warunkach działania kopalni głębinowej na podstawie zjawiska sejsmicznego z ZG Rudna w Polkowicach The complex source mechanism of induced seismic event occurred in the underground copper mine Rudna Polkowice, Poland mgr Adam Talaga* ) mgr inż. Eugeniusz Koziarz* ) dr Łukasz Rudziński** ) Treść: Sejsmiczność indukowana działalnością górniczą związana jest z występowaniem specyficznych zagrożeń. Do największych z nich należą uszkodzenia wyrobisk górniczych, skutkujące niebezpieczeństwem dla pracowników oraz znajdującej się w obszarze źródłowym infrastruktury. Obecnie nie istnieje skuteczna metoda prognozowania zjawisk sejsmicznych odpowiedzialnych za tego typu zagrożenie. Wykorzystując metody sejsmologiczne możemy jednak zrozumieć fizyczną naturę procesów ich powstawania. Jedną z metod jest analiza mechanizmów wstrząsów górniczych. W artykule zaprezentowano możliwy proces pękania górotworu towarzyszący silnemu zjawisku sejsmicznemu, zaobserwowanemu na terenie kopalni miedzi Rudna w Polkowicach. Wykorzystując zapisy sejsmiczne z dwóch niezależnych sieci sejsmologicznych zaproponowaliśmy możliwe wyjaśnienie obserwowanych skutków wstrząsu górotworu. Abstract: Seismicity induced by mining workings is associated with many hazards. Seismicity is the greatest threat and corresponding rock burst phenomena linked with possible tunnels destructions in the vicinity of the source of the tremor. Nowadays there is no effective method which allows to forecast such kind of hazardous events. Using seismological methods however, we are ready to understand the physical properties of the seismic sources. One of the method is an analysis of the seismic source mechanisms of tremors induced by mining. This paper deals with this issue. We present the possible complex process of rock fracture inside the source of the strong seismic event occurred in Rudna copper mine in Polkowice, Poland. Based on seismic signals recorded by two independent seismological networks we suggest a possible explanation of the effects observed inside mining panels. Słowa kluczowe: sejsmologia górnicza, mechanizmy ognisk zjawisk sejsmicznych, inwersja tensora momentu sejsmicznego Key words: mining seismology, focal mechanism, seismic moment tensor inversion 1. Wprowadzenie Jednym z podstawowych zagrożeń naturalnych występujących na obszarach działalności górniczej jest sejsmiczność wzbudzana pracami wydobywczymi. Z zagrożeniem tym w sposób ciągły mamy do czynienia na terenie Legnicko- Głogowskiego Okręgu Miedziowego (LGOM), gdzie w trzech Zakładach Górniczych (Lubin, Polkowice Sieroszowice, Rudna) prowadzone jest głębinowe wydobycie rud miedzi (rys. 1). Na terenie ZG Rudna aktywność sejsmiczna jest stosunkowo wysoka, przy czym corocznie rejestrowane jest ponad 1000 zjawisk sejsmicznych o energiach równych * ) KGHM Polska Miedź S.A., Zakłady Górnicze Polkowice ** ) Instytut Geofizyki PAN, Warszawa lub większych od 10 3 J, co odpowiada magnitudzie M~0.9. Najsilniejsze z rejestrowanych zjawisk osiągają energię 10 9 J (M~3,8). Aktywność sejsmiczna monitorowana jest w sposób ciągły przez Kopalnianą Stację Geofizyki Górniczej (Koziarz i Szłapka 2010). Największym zagrożeniem związanym z sejsmicznością na terenach górniczych jest nie tyle samo zjawisk, co powiązane z nim skutki zaistniałe w wyrobiskach oraz na powierzchni. Ze względu na skutki w wyrobiskach zjawisko sejsmiczne kwalifikowane jest jako wstrząs, odprężenie górotworu lub tąpnięcie. Z uwagi na swoją naturę, na obecną chwilę niemożliwe jest pełne prognozowanie tego typu zagrożeń. Jednym z elementów przyczyniających się do poznania natury sejsmiczności w kopalniach są badania prowadzone metodami sejsmologii górniczej. Do podstawo-

37 Nr 4 PRZEGLĄD GÓRNICZY 35 wych badań w tej dziedzinie należą: lokalizacja zjawiska oraz określenie jego siły (energia i/lub magnituda wstrząsu). Do zrozumienia procesów zachodzących w źródle potrzeba jednak dodatkowych, bardziej zaawansowanych narzędzi sejsmologii. Jednym z nich, z powodzeniem stosowanym w praktyce sejsmologii górniczej jest wyznaczanie mechanizmu ogniska za pomocą pełnego tensora momentu sejsmicznego MT od ang. moment tensor (Lizurek, Wiejacz 2011, Rudziński 2013, Stec 2009, Wiejacz 1992, Wojtecki, Dzik, 2013). Powszechnie przyjmuje się, że rozwiązanie mechanizmu za pomocą MT w sposób całościowy opisuje siły działające w punktowym źródle sejsmicznym, co pozwala również na interpretacje możliwych ognisk zjawisk sejsmicznych obserwowanych w sejsmologii górniczej (Hasegawa i in. 1989). Rozwiązania mechanizmu ogniskowego wstrząsu pomagają w zrozumieniu ryzyka sejsmicznego oraz wyznaczeniu wpływu danego zjawiska na rejestrowane efekty powierzchniowe, co może mieć zasadnicze znaczenie w przypadku obszarów, na których prowadzone są prace górnicze. Największe ryzyko dla prowadzenia ruchu zakładu górniczego niosą ze sobą zjawiska wysokoenergetyczne. Wstrząsy takie rejestrowane są nie tylko przez lokalne sieci sejsmologiczne kopalń, lecz również w skali regionalnej na permanentnych stanowiskach sejsmologicznych wyposażonych w czułe sejsmometry szerokopasmowe. Pozwala to na komplementarne użycie zapisów sejsmicznych do szczegółowej analizy możliwego procesu pękania górotworu (Rudziński, Lizurek 2015, Rudziński i in. 2016). W niniejszym opracowaniu podjęliśmy się próby analizy silnego zjawiska sejsmicznego zarejestrowanego w dniu roku o godzinie czasu lokalnego (06.53 UTC). W badaniach wykorzystujemy zarówno lokalną krótkookresową sieć sejsmologiczną ZG Rudna, jak również dane z sieci sejsmometrów szerokopasmowych zlokalizowanych wokół LGOM. Wykorzystując dotychczasową wiedzę, przedstawiamy prawdopodobny przebieg powstawania zjawiska. Uzyskane wyniki sugerują możliwość wystąpienia skutków w wyrobiskach górniczych, w szczególności zaś wypiętrzenie spągu (Rudziński, Lizurek 2015). Zjawisko zostało zakwalifikowane przez służbę ds. tapań ZG Rudna jako odprężenie z obsypaniem i urobieniem ociosów oraz wypiętrzeniem spągu do wysokości 1m. Obszar skutków przesunięty jest w stosunku do epicentrum na kierunek ENE (azymut 67,5 stopnia). W pracy wyjaśniamy możliwą przyczynę obserwowanych skutków. 2. Krótkookresowa sieć sejsmiczna ZG Rudna lokalizacja, mechanizm ogniska Sejsmiczność na terenie ZG Rudna w sposób ciągły monitorowana jest przez podziemną sieć sejsmometrów. Sieć sejsmologiczna składa się z 47 (rys. 2.) pionowych, krótkookresowych (1 100Hz) sejsmometrów Willmore MkIII produkcji angielskiej firmy Sensonics Ltd, połączonych w system sejsmiczny ELOGOR-C. Sieć pozwala na rejestracje wstrząsów ze wszystkich oddziałów eksploatacyjnych ZG Rudna. Oprócz standardowej procedury lokalizacji oraz estymacji energii zjawisk, dzięki zapisom w sieci możliwa jest analiza mechanizmów ogniskowych wstrząsów. Mechanizm ogniskowy wyznaczany z sieci dołowej obliczany jest za pomocą metody inwersji tensora momentu sejsmicznego przy użyciu programu FOCI (Kwiatek i in. 2016). Oprogramowanie to stosowane jest do wyznaczania mechanizmów ogniskowych wstrząsów w ZG Rudna, a zastosowana metodologia zweryfikowana została dla znacznej liczby wstrząsów górniczych zarówno w kopalniach miedzi, jak i węgla (Lizurek, Wiejacz 2011, Wojtecki, Dzik 2013). Program FOCI pozwala na wyznaczenie mechanizmu ogniska opisanego pełnym tensorem momentu sejsmicznego (MT) poprzez inwersję pierwszych amplitud w domenie czasu (Awad, Kwiatek 2005, Kwiatek i in. 2016), zarejestrowanych przez podziemną sieć sejsmologiczną kopalni Rudna. Ideą analizy jest jak najlepsze dopasowanie parametrów teoretycznych fali sejsmicznej dla danego MT do obserwowanych na sieci sejsmologicznej zapisów (Gibowicz, Kijko 1994). Do generacji danych syntetycznych przyjmuje się odpowiedni model sejsmogeologiczny, który w przypadku ZG Rudna opiera się na trzech rodzajach teoretycznych fal obserwowanych dla różnych odległości hipocentralnych, opracowanych dla wszystkich kopalń LGOMu, tj. złoża stratoidalnego zapadającego w kierunku NW, zalegającego na głębokości w przedziale od 600 do 1200 m i miąższości skał serii złożowych od 0,4 do Rys. 1. Lokalizacja Legnicko-Głogowskiego Okręgu Miedziowego (Rydzewski 1996) Fig. 1. Location of the Legnica-Głogów Copper District (Rydzewski 1996)

38 36 PRZEGLĄD GÓRNICZY m. Teoretyczne przebiegi falowe symulują rzeczywisty promień fali sejsmicznej obserwowanej na granicach warstw skalnych. W celu ich generacji zakłada się parametry takie jak: głębokość ogniska, średnią gęstość ośrodka, zapadnie warstw skalnych oraz odpowiednią prędkość fali. Do wyznaczania mechanizmów ogniskowych w ZG Rudna wykorzystuje się następujące rodzaje teoretycznych fal sejsmicznych (Król 1998): fala A symulowana fala załamana, powstała na kontakcie dolomitów i anhydrytów występujących w stropie złoża, o prędkości 5900 m/s rejestrowana w odległości hipocentralnej w przedziale od 1200 do 2600 m, fala B - symulowana fala załamana, powstała na kontakcie piaskowców i utworów krystalicznych występujących w spągu złoża o prędkości 5600 m/s, rejestrowana w odległości hipocentralnej powyżej 2600 m, fala bezpośrednia - symulowana fala pojawiająca się na zapisach w odległości mniejszej niż 1000 m od stanowiska pomiarowego, o prędkości 5000 m/s, propagująca wewnątrz złoża. Taka propagacja fal wynika z budowy geologicznej złoża tj. płaskiego ułożenia warstw o niewielkim nachyleniu dochodzącym do 4. Strop złoża budują dolomity o miąższości m, których miąższość spada w rejonie północnym do m wraz z występującymi nad nimi anhydrytami o miąższości dochodzącej do 160 m. W spągu zalegają piaskowce o miąższości do 300 m. Do obliczenia mechanizmów ogniskowych użyto wszystkich wyżej wymienionych rodzajów fal zarejestrowanych przez 47 sejsmometrów. Danymi wejściowymi były amplitudy i polaryzacja pierwszych wejść fali P. Zgodnie z Fitch i in. (1980), przemieszczenia zarejestrowane na pionowych składowych czujników dla fali P wyraża następujące równanie: może być rozłożony (zdekomponowany) na kilka sposobów. Najpopularniejsza w przypadku sejsmologii górniczej jest dekompozycja na część izotropową oraz dewiatorową, którą dalej można rozłożyć na Liniowy Dipol Skompensowany (LDS) i Podwójną Parę Sił (PPS). Część izotropowa tensora opisuje zmianę objętości w źródle, LDS jednoosiowe ściskanie lub rozciąganie, zaś PPS czyste ścinanie. W przeciwieństwie do naturalnych trzęsień ziemi, które w sposób bardzo dobry opisywane są za pomocą PPS, zjawiska indukowane działalnością górniczą wykazują bardzo często odmienny charakter. W zjawiskach górniczych PPS odgrywa mniejszą lub nawet marginalną rolę. Dnia roku o godzinie 08.53, w polu XII/1 zarejestrowany został wstrząs o energii określonej przez Kopalnianą Stację Geofizyki Górniczej na 2, J. Lokalizacja hipocentrum w układzie 2000 wyznaczona została na: X= , Y= , Z= Wykorzystując zapisy 47 stanowisk sejsmometrycznych, przeprowadzono analizę mechanizmu ogniskowego tego zjawiska za pomocą programu FOCI. Proces minimalizacji residuów przeprowadzony został z wykorzystaniem normy L2, która dobrze sprawdza się w przypadku braku silnie odstających od reszty danych obserwacji. Wartości poszczególnych składowych pełnego tensora momentu sejsmicznego prezentuje tabela 1. Procentowy udział poszczególnych składowych tensora przedstawia się następująco: I = 20%, LDS = 65%, PPS 15%. Otrzymany moment sejsmiczny wynosi: 3.15x10 13 Nm, co odpowiada magnitudzie momentu: Mw 3.0. Mechanizm zjawiska charakteryzuje się stosunkowo niewielką składową ścinającą (PPS), dużą zaś LDS. Jest to cecha charakterystyczna wielu wstrząsów górniczych obserwowanych w ZG Rudna (Lizurek, Wiejacz 2011). Tego typu dekompozycja składowych MT może być zinterpretowana jako zniszczenie filara. gdzie: ρ średnia gęstość, kg/m 3 ; r odległości źródło-odbiorniki, m; α prędkość fali P, m/s; czasowa funkcji źródła (ang. source time function STF) przy założeniu modelu Haskell`a (Haskell 1953); M moment sejsmiczny; l z cosinus kąta padania fali; kąt wyjścia fali. Otrzymany w procesie inwersji, tensor MT posiada sześć niezależnych składowych, implikując w ten sposób minimalną ilość potrzebnych danych wejściowych, których powinno być przynajmniej sześć. Dla stabilizacji rozwiązania zaleca się, aby liczba ta była większa. W celu interpretacji wyników, MT 3. Szerokopasmowa sieć sejsmiczna mechanizm ogniska, lokalizacja centroidalna Każdego roku kilkadziesiąt wysokoenergetycznych zjawisk sejsmicznych z rejonu LGOM rejestrowanych jest przez permanentne sieci sejsmologiczne składające się najczęściej z sejsmometrów szerokopasmowych o paśmie częstotliwości powyżej 100 s. Niemniej jednak z uwagi na znaczne odległości hipocentralne (rys. 2), najbliższa stacja KSP znajduje się w odległości około 70 km od kopalń LGOM, nieliczne ze zjawisk rejestrują się z jakością wystarczającą do prowadzenia analiz sejsmologicznych nakierowanych na badanie fizyki źródła. Zjawisko z dnia z godz. 8:53 było przykładem wstrząsu dobrze zarejestrowanego na sieciach szerokopasmowych. Według Europejsko-Śródziemnomorskiego Centrum Sejsmologicznego (EMSC: hipocen- Tabela 1. Wartości poszczególnych składowych rozwiązania pełnego tensora momentu sejsmicznego wraz z dekompozycją, momentem sejsmicznym i magnitudą momentu otrzymane dla sieci ZG Rudna Table 1. The values of individual components of the full seismic moment tensor solution with decomposition, seismic moment and moment magnitude obtained for the Rudna mine network m 11 m 22 m 33 m 12 m 13 m x x x x x x10 13 Izotropowa LDS PPS 20% 65% 15% Moment sejsmiczny M 0 [Nm] 3.15x10 13 Magnituda momentu M w 3.0

39 Nr 4 PRZEGLĄD GÓRNICZY 37 Rys. 2. Kopalniana sieć sejsmologiczna ZG Rudna (z prawej) oraz sieć sejsmometrów szerokopasmowych wykorzystywanych w opisywanych badaniach Fig. 2. Mining seismological network in Rudna mine, Poland (right) and a network of broadband seismometers used in this study trum zlokalizowane zostało (lokalizacja automatyczna bez weryfikacji sejsmologa) w punkcie o współrzędnych 51.61N, 16.12E, głębokość: 1km o godzinie 08:53:18.4. Wyznaczona magnituda lokalna wyniosła ML=4.4. Biorąc pod uwagę doświadczenie oraz wcześniejsze opracowania (Lizurek, Wiejacz 2011, Lizurek i in. 2015), podana magnituda lokalna może być zawyżona. Weryfikacja magnitudy (w postaci magnitudy momentu sejsmicznego, najbardziej miarodajnej wielkości określającej siłę wstrząsu) może zostać uzyskana na podstawie dalszych analiz sejsmogramów. Sejsmogramy z sieci szerokopasmowych analizowane w naszym opracowaniu należą do polskiej, niemieckiej oraz czeskiej sieci globalnej. Wszystkie stacje (tab. 2.) wyposażone są w sejsmometry Streckeisen STS-2, rejestrujące prędkość drgań cząstek gruntu w paśmie przenoszenia 120 s 50 Hz. Dane w postaci plików z sejsmogramami oraz odpowiadające im opisy stacji (wraz z informacją o odpowiedzi sejsmometru i rejestratora) są dostępne na stronie internetowej projektu ORFEUS ( W naszym przypadku były to dane dobowe, próbkowane z częstotliwością 20 próbek/s. Z danych dobowych wycinana była następnie odpowiednia część zapisu, z której wyeliminowano odpowiedź sejsmometru i rejestratora, sygnał scałkowano w celu uzyskania rzeczywistego przemieszczenia oraz po użyciu filtra anty-aliasingowego poddano decymacji do 5 próbek/s. W tej części badań przeprowadziliśmy analizę mechanizmu zjawiska (opisywanego za pomocą MT), posługując się techniką inwersji pełnego pola falowego. W technice tej sejsmogramy syntetyczne dopasowywane są do obserwacji nie tylko w zakresie pierwszych amplitud (jak w przypadku analizy z sieci dołowej), lecz znacznie większej części zapisu, obejmującej fale objętościowe oraz powierzchniowe w różnych zakresach częstotliwości. Badania wykonaliśmy z pomocą oprogramowania KIWI tool ( sprawdzonego we wcześniejszych studiach sejsmologii globalnej oraz lokalnej, w tym sejsmologii górniczej (Cesca i in. 2010, Rudziński 2013, San i in. 2013, Rudziński, Lizurek 2015, Rudziński i in. 2016). Wykorzystując posiadane dane, byliśmy w stanie prowadzić analizy zarówno w dziedzinie czasu (sejsmogram), jak i częstotliwości (spektrogram). Szczególną cechą inwersji w domenie częstotliwości jest znacznie mniejsza czułość metody na błędy spowodowane złym dopasowaniem modelu prędkościowego. Tabela 2. Podstawowe informacje o sejsmometrach sieci szerokopasmowych. Lokalizacja, azymut, odległość epicentralna Table 2. Basic information about the broadband seismometers. The location, azimuth, epicentral distance Kod stacji Długość geogr. Szer. Geogr. Azymut Odległość epicentralna KSP km RUE km PRU km GKP km CLL km OKC km OJC km NIE km

40 38 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 W celu uzyskania regionalnego rozwiązania MT podążaliśmy drogą opisaną w literaturze, a polegającą na analizie w dwóch podstawowych krokach (Cesca i in. 2010). W kroku pierwszym, prowadzonym w domenie częstotliwości, otrzymujemy mechanizm zjawiska bez opisanych stref kompresji i tensji, które w procesie analizy polaryzacji otrzymujemy w kroku drugim, przeprowadzonym w domenie czasu. Inwersja w domenie czasu w drugim kroku (z założonym mechanizmem z kroku pierwszego) pozwala na uzyskanie nie tylko pełnej informacji o źródle punktowym, lecz również lokalizację centroidalną (Dziewoński i in. 1981). Lokalizacja ta, w odróżnieniu od lokalizacji ogniska, opisuje nie czas oraz miejsce rozpoczęcia pękania, lecz miejsce, które odpowiada środkowemu punktowi strefy rozrywu o największym przemieszczeniu mas skalnych w źródle. Lokalizacja centroidalna podaje cenne informacje sejsmologiczne, przy czym podejmowane były próby jej interpretacji jako wskaźnika dla źródła rozciągłego, pozwalając na identyfikację płaszczyzny nodalnej uskoku (Zahradnik i in. 2008) w przypadku dominującej składowej PPS. Potrzebne w procesie inwersji sejsmogramy syntetyczne wyznaczone zostały na podstawie modelu prędkościowego opracowanego na podstawie pracy (Grad i in. 2003). Zasadność wybranego modelu była sprawdzona we wcześniejszych analizach regionalnych (Rudziński i in., 2016, Rudziński i in., 2016a). Stabilne rozwiązanie mechanizmu udało się uzyskać dla dopasowania spektrogramów w zakresie częstotliwości Hz. Stosunkowo niskie częstotliwości generowane przez źródło mogą być związane z płytkim położeniem ogniska lub długim czasem pękania górotworu. W tabeli 3. przedstawione zostało rozwiązanie w postaci pełnego MT wraz z odpowiadającym mu momentem sejsmicznym M0 oraz magnitudą momentu Mw. W celu interpretacji mechanizmu podążyliśmy tą samą drogą jak w przypadku dekompozycji MT z sieci dołowej. Regionalny MT został zdekomponowany na część izotropową, LDS i PPS (tab. 3). Najbardziej charakterystyczną cechą otrzymanego rozwiązania jest bardzo wysoka składowa izotropowa (implozyjna), wynosząca ponad 62% pełnego rozwiązania tensora. Mechanizm ogniska z tego typu rozwiązaniem mógł być odpowiedzialny za wyraźne efekty w postaci zaciskania wyrobiska z wypiętrzeniem spągu (Rudziński, Lizurek 2015, Rudziński i in. 2016, Rudziński i in. 2016a). Jak wykazała wizja lokalna, tego typu efekty zostały zauważone w pewnej odległości od epicentrum w kierunku ENE. Sugeruje to przesunięcie się głównej części pękania górotworu w tym kierunku. Metodą pozwalającą na weryfikację postawionej sugestii jest interpretacja lokalizacji centroidalnej uzyskanej w drugim kroku inwersji w domenie czasu. Strategia poszukiwania lokalizacji centroidalnej oparta jest na dopasowaniu niskoczęstotliwościowej części zapisu. W naszym przypadku w procesie przeszukiwania siatki, lokalizacja centroidalna wyznaczana była w siatce o rozmiarze 600 m od epicentrum z krokiem co 50 m. Przyjęty w badaniu rozmiar siatki jest zbliżony do spodziewanego dla M~4.0 dwukrotnego rozmiaru źródła. Na rys. 3. pokazany został rozkład prawdopodobieństwa lokalizacji centroidalnej. Epicentrum zjawiska znajduje się w punkcie 0,0 oznaczonym czarnym okręgiem, szarymi kółkami oznaczone zostało prawdopodobieństwo (im większe kółko, tym większe prawdopodobieństwo) lokalizacji centroidalnej. Wynik wyraźnie wskazuje na przesunięcie środka strefy rozrywu górotworu w kierunku NE oraz S i SW, w rejon występowania zrobów (rys. 3). 4. Dyskusja wyników i wnioski Znajomość mechanizmów ognisk sejsmicznych jest niezbędna do zrozumienia procesów fizycznych zachodzących w sejsmiczności indukowanej działalnością górniczą. Analizując silne zjawisko z ZG Rudna, mieliśmy do dyspozycji dobrej jakości dane zapisane na dwóch różnych sieciach sejsmometrycznych. W przypadku sieci dołowej, używając inwersji pierwszych amplitud wejść fali P na różnych stanowiskach, byliśmy w stanie zaproponować możliwe wyjaśnienie jego powstania. Wysoka składowa LDS: 65% (tab. 1.) pełnego tensora może być zinterpretowana jako pękanie istniejącego filara. Silne zjawiska o takim pochodzeniu w ZG Rudna nie stanowią wyjątku i są uwarunkowane pracami górniczymi (system komorowo-filarowy). Z drugiej strony wykonana analiza danych z regionalnych sieci sejsmologicznych przynosi bardzo ciekawe informacje. W szczególności źródło sejsmiczne było zdolne do wygenerowania fal sejsmicznych o stosunkowo niskich częstotliwościach (drgania o dużej energii widoczne po użyciu filtra dolnoprzepustowego poniżej 0,16 Hz), co może sugerować odmienne pochodzenie zjawiska. W rzeczywistości mechanizm wstrząsu otrzymany z wykorzystaniem danych regionalnych opisywany jest jako zjawisko typu zamykania pustek (wyrobisk), gdzie MT opisywany jest bardzo dużą składową izotropową ujemną (implozja), wynoszącą: -62% (tab. 3.). Najprostszym wyjaśnieniem tego typu mechanizmu jest obserwacja znacznych skutków w wyrobiskach, co zostało potwierdzone wizją lokalną, niemniej z przesunięciem względem wyznaczonego epicentrum. Zaistniałe przesunięcie możliwe jest do wyjaśnienia poprzez analizę prawdopodobieństwa położenia lokalizacji centroidnalnej. Interpretacja wyników lokalizacji centroidalnej (rys. 3.) sugeruje kierunek propagacji środka rozrywu mas skalnych w kierunkach NE oraz S i SW od 100 do 400 metrów. Odpowiada to w przypadku kierunku NE obserwowanym skutkom, zaś kierunku S i SW - terenom zrobów pola XII/1 i calizny pola XII/2. O ile zjawisko opisane rozwiązaniem regionalnym MT jest mało prawdopodobne fizycznie dla calizny w polu XII/2, o tyle zaciśnięcia zrobów XII/1 nie można do końca wykluczyć. Tabela 3. Wartości poszczególnych składowych rozwiązania pełnego tensora momentu sejsmicznego wraz z dekompozycją oraz momentem sejsmicznym i magnitudą momentu otrzymane dla sieci sejsmometrów szerokopasmowych Table 3. The values of individual components of the full seismic moment tensor solution with decomposition, seismic moment and moment magnitude obtained for a network of broadband seismometers m 11 m 22 m 33 m 12 m 13 m x x x x x x10 14 Izotropowa LDS PPS - 62% 30% 8% Moment sejsmiczny M 0 [Nm] 8.6x10 14 Magnituda momentu Mw 3.9

41 Nr 4 PRZEGLĄD GÓRNICZY 39 Rys. 3. Wycinek mapy górniczej (z lewej) pola XII/1 z zaznaczonym miejscem hipocentrum wstrząsu oraz rozwiązanie pełnego tensora momentu sejsmicznego z sieci dołowej. Otrzymane wyniki lokalizacji centroidalnej (z prawej) Fig. 3. The mining map section (on the left) of field XII/1 with the place of tremor hypocenter occurrence and results of the full seismic moment tensor obtained with mine network. On the right, the centroid location analysis Komentarza wymaga również znacząca różnica w mechanizmach otrzymanych z sieci dołowej i regionalnej. Przeprowadzone analizy wykluczają możliwość uzyskania innych, stabilnych i jednoznacznych wyników inwersji z obu sieci. Otrzymane rezultaty mogą być więc wyjaśnione poprzez sklasyfikowanie ogniska wstrząsu jako złożonego. Wysuwamy podejrzenie, że zjawisko rozpoczęło się od zgniatania filara, a następnie propagowało w kierunku ENE, gdzie nastąpiło zaciskanie wyrobisk. Potwierdzeniem wysuniętej tezy, oprócz interpretacji procesu rozrywu opisanej rozwiązaniami MT, może być dodatkowo przeprowadzona analiza wstrząsu, który wystąpił w sąsiednim polu XII/2, w odległości około 360 m od hipocentrum wcześniejszego zjawiska. Wstrząs ten wystąpił 3 min 50 s po pierwszym i miał energię określoną na 1.0x107 J, tj. o rząd wielkości mniejszą od zjawiska wcześniejszego. Również rejestracje z sieci regionalnej wykazują znacznie mniejszą energię, a zjawisko zarejestrowane jest jedynie w ogonie pierwszego, na najbliższej LGOM stacji KSP. Uzyskany mechanizm drugiego zjawiska wykazywał cechy charakterystyczne dla pękania filara (MT [Nm]: m 11 = -1.67x10 13, m 22 = -1.31x10 13, m 33 = 7.66x10 13, m 12 = 2.61x10 12, m 13 = 4.9x10 11, m 23 = -2.85x10 12 ) był więc o pochodzeniu zbliżonym do pierwszej fazy rozrywu wstrząsu pierwszego. Inną jego cechą jest większy moment sejsmiczny M0 = 6.5x10 13 Nm, podczas gdy dla pierwszej fazy wstrząsu wcześniejszego było to 3.15x10 13 Nm. Przedstawione w pracy analizy pozwalają na wysunięcie następujących wniosków co do przebiegu procesu pękania górotworu. Zjawisko z dnia roku z godziny 08:53 rozpoczęło się jako efekt zniszczenia filara przy strefie osłabiania blisko uskoku w polu XII/1 (rys. 3.). Zjawisko to można przyjąć za pierwszy etap pękania górotworu z momentem sejsmicznym M0= 3.15x10 13 Nm. W następstwie spowodowało to zaciskanie wyrobisk na ENE od epicentrum (ewentualnie wraz z zaciskaniem zrobów na S od epicentrum), z generacją większego momentu o wartości M0 = 8.6x10 14 Nm. Taki przebieg procesu pękania mógł spowodować dominację energii na sejsmogramach sieci dołowej od sub-zjawiska z większym momentem, w konsekwencji prowadząc do wygenerowania energii wyznaczonej na 2.6x10 8 J, czyli większej, niż energia wstrząsu następczego o podobnym mechanizmie rozrywu co pierwszy z sub-wstrząsów. Warto również zauważyć potencjalną przydatność analizy lokalizacji centroidalnej w celu wyznaczania kierunku propagacji pękania górotworu dla zjawisk silnych o możliwym skomplikowanym mechanizmie. Szczególnie w sytuacji gdy skutki w wyrobiskach nie są obserwowane, a rozwiązanie MT wskazuje na możliwość ich wystąpienia. Praca powstała przy wsparciu finansowym badań statutowych Instytutu Geofizyki PAN Nr 3841/E-41/S/2016. Część obrazków wykonana została za pomocą programu Generic Mapping Tools (Wessel i Smith 1998). Literatura AWAD, H., KWIATEK G Focal mechanism of earthquakes from the June 1987 swarm in Aswan, Egypt, calculated by the moment tensor inversion, Acta Geophys. Pol. 53, 3, s CESCA S., HEIMANN S., STAMMLER K., DAHM T Automated procedure for point and kinematic source inversion at regional distances, J. Geophys. Res. 115, B6, B06304, DOI: /2009JB

42 40 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 DZIEWOŃSKI A., CHOU T. A., WOODHOUSE J. H Determination of earthquake source parameters from waveform data for studies of global and regional seismicity. J. Geophys. Res., , DOI: /JB086iB04p FITCH, T.J., MCCOWAN D.W., SHIELDS M.W Estimation of seismic moment tensor from teleseismic body wave data with applications to intraplate and mantle earthquakes, J. Geophys. Res. 85, B7, , DOI: /JB085iB07p GIBOWICZ S.J., KIJKO A Introduction to mining seismology. Academic Press, San Diego. GRAD, M., JENSEN S.L., KELLER G.R., GUTERCH A., THYBO H., JANIK T., TIIRA T., YLINIEMI J., LUOSTO U., MOTUZA G Crustal structure of the trans-european suture zone region along POLONAISE 97 seismic profile P4, J. Geophys. Res. 108, doi: /2003JB HASEGAWA H. S., WETMILLER R. J, GENDZWILL D. J Induced seismicity in mines in Canada An overview, Pure Appl. Geophys. 129, HASKELL N.A The dispersion of surface waves on multilayered media, Bull. Seismol. Soc. Am. 43, 1, KOZIARZ E., SZŁAPKA M Kierunki dalszego rozwoju informatycznego systemu do bezpośredniej lokalizacji zjawisk dynamicznych w O/ZG Rudna KGHM Polska Miedź SA. Wiadomości Górnicze, nr 3, s KRÓL M Zastosowanie tensora momentu sejsmicznego oraz analizy widmowej fal sejsmicznych do badania ognisk wstrząsów z rejonu kopalni miedzi Polkowice-Sieroszowice. Praca doktorska. Biblioteka Instytutu Geofizyki PAN, Warszawa. KWIATEK G., MARTINEZ-GARZON P., BOHNHOFF M HybridMT: A MATLAB/shell environment package for seismic moment tensor inversion and refinement. Seismol. Res. Lett. 87 (4), DOI: / LIZUREK, G., WIEJACZ P Moment tensor solution and physical parameters of selected recent seismic events at Rudna Copper Mine, in Geophysics in Mining and Environmental Protection, A. F. Idziak and R. Dubiel (Editors), Geoplanet: Earth and Planetary Sciences 2, Springer, Heidelberg, Germany, doi: / _12. LIZUREK G., PLASIEWICZ B., RUDZIŃSKI Ł Mining Induced Seismic Event on an Inactive Fault. Acta Geophysica 63, 1: , doi: /s y. RUDZIŃSKI Ł Rozwiązanie mechanizmu zjawiska sejsmicznego poprzez inwersję sejsmogramów, Przegląd Górniczy nr 5. RUDZIŃSKI Ł., LIZUREK G Mechanizm zjawiska sejsmicznego oraz tąpnięcia w OZG Rudna w Polkowicach z r. z wykorzystaniem lokalnych i regionalnych sieci sejsmologicznych 2015, Czasopismo Naukowo-Techniczne Górnictwa Rud nr 3 (76), Wrocław, s RUDZIŃSKI Ł., SIMONE C., LIZUREK G Complex Rupture Process of the 19 March 2013, Rudna Mine (Poland) Induced Seismic Event and Collapse in the Light of Local and Regional Moment Tensor Inversion SEISMOLOGICAL RESEARCH LETTERS, Vol 87, pp: doi: / RUDZIŃSKI Ł., MIREK K., MIREK J. 2016a- Source mechanism analysis of strong induced seismic event and its influence on ground deformation observed by InSAR technique. EGU General Assembley 2016, Wiedeń, Austria (poster). RYDZEWSKI A Historia odkrycia nowego zagłębia miedziowego. W: Monografia KGHM Polska Miedź S.A. Lubin, s SEN A.T., CESCA S., BISCHOFF M., MEIER T., DAHM T Automated full moment tensor inversion of coal mining-induced seismicity, Geophys. J. Int. 195, , doi: /gji/ggt300. STEC K Methods for Determining the Mechanism of Tremors Foci (Metody wyznaczania mechanizmu ognisk wstrząsów). Prace Naukowe GIG Górnictwo i Środowisko, Katowice, 4,1: WESSEL P., SMITH W.H.F New, improved version of Generic Mapping Tools released, Eos Trans. AGU 79, 579. WIEJACZ, P Calculation of seismic moment tensor for mine tremors from the Legnica-Głogów Copper Basin, Acta Geophys. Pol. 40, 2, 1992, s WOJTECKI Ł., DZIK G Charakterystyka mechanizmu ognisk wysokoenergetycznych wstrząsów górotworu występujących podczas eksploatacji ścianowej pokładu 507, Przegląd Górniczy nr 12. ZAHRADNÍK, J., GALLOVIČ, F., SOKOS, E., SERPETSIDAKI, A., TSELENTIS, G-A Quick fault-plane identification by a geometrical method: application to the Mw6.2 Leonidio earthquake, January 6, 2008, Greece. Seismol. Res. Letters 79, Artykuł wpłynął do redakcji listopad 2016 Artykuł akceptowano do druku

43 Nr 4 PRZEGLĄD GÓRNICZY 41 Badania rozwarstwień skał w stropie wyrobiska z obudową kotwową The research of rocks deformation around excavations with bolt support Mgr inż. Stanislav Rodzin* ) Dr hab. inż. Ivan Sakhno** ) Mgr inż. Krzysztof Ostrowski* ) Mgr inż. Svetlana Sakhno** ) Treść: W artykule przedstawiono wyniki rozwoju rozwarstwień skał wokół wyrobiska przygotowawczego w KWK Dobropolskaja na Ukrainie. Konstrukcję stacji pomiarowych wykonano zgodnie z metodą WNIMI (Wszechzwiązkowy Instytut Miernictwa Naukowo- Badawczy). Stacje pomiarowe były wyposażone w rozwarstwieniomierze, które zainstalowano bezpośrednio w przodku chodnika. Analizę dynamiki rozwoju strefy rozwarstwienia skał stropu wyrobiska sporządzono na podstawie wyników przemieszczeń rozwarstwieniomierzy wielopunktowych. W podsumowaniu podano czas, dla którego w górotworze skalnym zaczynają pojawiać się deformacje, których dalszy rozwój może doprowadzić do obwałów stropu powyżej strefy skotwionej. Stwierdzono, że dla warunków górniczo-geologicznych poziomu 450, zakotwiony strop przemieszcza się bez znacznych rozwarstwień na głębokości od konturu 1,0 2,3 m, a odcinek stropu na głębokości między 0,5 1,0 m odspaja się od wyżej leżącej części. Abstract: This paper presents the results of development of delaminations of rocks around preparatory gateroad in hard coal mine Dobropolskaja in Ukraine. The construction of measuring stations were carried out in accordance with the method of the Institute of Metrology WNIMI (All-union Metrology Institute for Scientific Research). Measuring stations were equipped with deep datum points, installed directly in the forehead of gateroad. In order to analyze the dynamics of the development of zone around the damaged rock excavation, deformation graphs of rocks depending on the distance from the contour of the excavation on the basis of deep datum points movements were prepared. In conclusion, the period of time for which the rock mass began to demonstrate deformation, which can later lead to roof falls outside the protected area through bolt support, was given. It was found that for the geological mining conditions on the 450 level, the bolted roof is moved without any significant delamination at a depth of 1,0 2,3 m, and a section of roof at a depth of between m is loosening from the above-lying parts. Słowa kluczowe: wyrobisko przygotowawcze, obudowa kotwowa, rozwarstwienie Key words: preparatory excavation, bolt support, delamination of roof rocks * ) Akademia Górniczo-Hutnicza, Kraków ** ) Doniecki Narodowy Uniwersytet Techniczny, m. Pokrowsk, Ukraina

44 42 PRZEGLĄD GÓRNICZY Wprowadzenie Obudowa kotwowa jest stosowana od wielu lat do wzmacniania górotworu wokół wyrobisk jako samodzielny rodzaj obudowy, bądź w połączeniu z obudową podatną łukową stalową. Jest to spowodowane stosunkowo prostą technologią wykonywania, wysokim stopniem bezpieczeństwa prowadzenia robót oraz względami ekonomicznymi tego rodzaju obudowy (Булат, Виноградов 2002, Dolinar 2000, Hou i in. 1998). Ze względu na fakt, że zastosowanie nowoczesnych kompleksów zmechanizowanych umożliwia prowadzenie eksploatacji wysokowydajnych przodków wybierkowych, których postęp miesięczny osiąga metrów i więcej, technologia kotwienia jest idealnym rozwiązaniem dla zabezpieczenia wyrobisk przygotowawczych, pozwalającym na szybsze przygotowanie pól eksploatacyjnych (Korzeniowski i in. 2013,Niedbalski 2014). Zapewnienie niezbędnego tempa drążenia wyrobisk może zostać osiągnięte dzięki stosowaniu różnych systemów kotwienia. W górnictwie ukraińskim kotwienie jako samodzielny rodzaj obudowy jest stosowany w wyrobiskach, które nie znajdują się w strefie wpływu robót eksploatacyjnych. W połączeniu z elementami obudowy prostokątnej są wykorzystywane do zabezpieczenia wyrobisk przygotowawczych. Potwierdza to bogata praktyka tego typu rozwiązań w licznych przedsiębiorstwach węglowych m.in.: DTEK, Pokrowskoje, KWK im. O.F. Zasiadki, KWK Krasnolimanskaja. Według autorów istnieją dwa przypadki oberwania się skał, przy stosowaniu obudowy kotwowej (rys. 1): oberwanie się skotwionej części górotworu jednym blokiem od skał stropu; oberwanie skał z przykonturowej części wyrobiska z obnażeniem się kotwy Objawy te są obserwowane w wyrobiskach narażonych na znaczne konwergencje i świadczą o tym, że skały w granicach strefy skotwionej rozwarstwiają się. Jednakże nadal nierozwiązaną kwestią jest okres czasu trwania rozwarstwiania. Pomimo tego możliwe jest zdeterminowanie mechanizmu pracy obudowy kotwowej, określenie jej skuteczności oraz obliczenie obciążenia na opinkę obudowy. Rozwarstwienie ośrodka skalnego prowadzi bezpośrednio do oberwania skał (obwału), a zatem określa stopień bezpieczeństwa prowadzenia robót, zwłaszcza w tych wyrobiskach, gdzie obudowa kotwowa jest jedynym rodzajem obudowy. Badania Zhang i in. (2008) wykazały, że maksymalne przemieszczenia skał na obrysie wyrobiska występują w kierunku prostopadłym do uwarstwienia skał. Zasadnicza cześć przemieszczeń w kierunku wyrobiska spowodowana jest zwiększeniem się objętości skał podczas ich deformacji. Wielkość strefy deformacji nieciągłych zależy od głębokości wyrobiska, jego wymiarów oraz wytrzymałości skał otaczających i wynosi od 2 m do 9 m (Черняк 1993). W przypadku braku wtórnego naruszenia stanu równowagi, 50 60% całkowitych przemieszczeń na konturze wyrobiska powstaje w pierwszym miesiącu po jego drążeniu, następnie prędkość deformacji maleje. W wyrobiskach z obudową łukową stalową maksymalne przemieszczenia występują na konturze wyrobiska, natomiast ze wzrostem odległości od konturu zanikają. Z uwagi na niewielką liczbę badań poświęconych zależnościom rozwarstwienia skał w wyrobiskach z obudową kotwową w górnictwie ukraińskim, autorzy podjęli próbę ustalenia zależności kształtowania się strefy deformacji nieciągłych wokół wyrobiska w obudowie kotwowej przy użyciu monitoringu deformacji skał in situ na konturze wyrobiska za pomocą reperów na specjalnie wyposażonych stacjach pomiarowych. Celem niniejszej pracy jest określenie charakteru deformacji wokół wyrobiska z obudową kotwową. Wielkość i intensywność rozwoju strefy deformacji nieciągłych (strefy spękań) zależy w dużej mierze od wartości przemieszczenia konturu wyrobiska przygotowawczego oraz obciążenia na jego obudowę (Zhang i in. 2008). 2. Opis badań Pomiary zostały przeprowadzone w chodniku przygotowawczym pokładu k 8 poziom 450 m KWK Dobropolskaja. Wyrobisko było przeznaczone dla prowadzania wydobycia metodą zwiercenia eksploatacyjnego (rys. 2). Głębokość zalegania pokładu wynosiła 462 m, natomiast kąt nachylenia warstw 8. Miąższość pokładu zmieniała się od 0,63 m do 0,7 m. Strop bezpośredni pokładu stanowił łupek ilasty ciemnoszary o miąższości 1,9 m, o wytrzymałości na jednoosiowe ściskanie MPa. Strop zasadniczy - łupek ilasty ciemnoszary o wytrzymałości jednoosiowej na ściskanie 30 MPa. a) b) Rys. 1. Oberwanie się skał w pobliżu kotwy z przykonturowej części chodnika przyścianowego KWK Pokrowskoje a) w stropie chodnika, b) w ociosie chodnika Fig. 1. Roof fall of rocks near the bolt from contour section of gateroad at Pokrowskoje hard coal mine; a) in the roof of gateroad, b) in the side wall of gateroad

45 Nr 4 PRZEGLĄD GÓRNICZY 43 Rys. 2. Widok głowic zwiercających przy ociosie węglowym Fig. 2. View of drilling heads by the coal sidewall W spągu bezpośrednim zalegał łupek ilasty szary. Miąższość warstwy 2,4 m, wytrzymałość na jednoosiowe ściskanie MPa. Poniżej zalegał piaskowiec jasnoszary o miąższości 3,5 m, o wytrzymałości na jednoosiowe ściskanie MPa (rys. 3). Przekrój poprzeczny chodnika miał kształt prostokątny. Wysokość wyrobiska podczas drążenia wynosiła h = 3,3 m, szerokość b = 4,8 m (rys. 4). Wyrobisko o długości 270 m było drążone za pomocą kombajnu KPD. Średnia prędkość postępu przodka przygotowawczego wynosiła 190 m/miesiąc. Kotwie wklejane typu ASK o długości l = 2,4 m i średnicy d = 0,032 m były instalowane w przodku wyrobiska, pod podciągiem wykonanym z profilu V-22. Przymocowanie stalowej kotwy w otworze było wykonywane przy użyciu ładunków na bazie żywicy epoksydowej. Gęstość rozstawu kotwi wynosi 0,77 kotwy / m 2. Konstrukcję stacji pomiarowych przeprowadzono zgodnie z metodą WNIMI (Wszechzwiązkowy Instytut Miernictwa Naukowo-Badawczy) (Методические ). Stacje pomiarowe wyposażone w rozwarstwieniomierze, zostały zainstalowane bezpośrednio w przodku chodnika. W wyrobisku zainstalowano trzy stacje pomiarowe (rys. 5). Pierwsza stacja w środku przekroju chodnika w bezpośrednim sąsiedztwie przykotwionego podciągu (1320 m wyrobiska), druga stacja między rzędami kotwi w środku przekroju chodnika (1319,5 m wyrobiska), trzecia stacja pomiarowa w odległości 1,2 m od ociosu wyrobiska (rys. 6). Rys. 3. Profil litologiczny w miejscu badań Fig. 3. Lithological profile in the place of survey Rys. 5. Schemat usytuowania stacji pomiarowych z rozwarstwieniomierzem w przodku wyrobiska: 1 kontur wyrobiska; 2 kotew; 3 przykotwiony podciąg stalowy, 4 stacje pomiarowe Fig. 5. Location scheme of measuring station with deep datum points in the forehead of gateroad; 1 contour of excavation, 2 rock bolt, 3 bolted steel horsehead, 4 measuring stations Rys. 4. Przekrój poprzeczny wyrobiska z obudową kotwową Fig. 4. Cross-section of the excavation with bolt support

46 44 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Rys. 6. Ogólny widok trzeciej stacji pomiarowej Fig. 6. General view of the third measuring station Każda stacja składała się z rozwarstwieniomierza wielopoziomowego, instalowanego w stropie wyrobiska. Schemat konstrukcji stacji pomiarowej pokazano na rys. 7. W celu wykonania stacji pomiarowej w stropie wyrobiska wykonano pionowy odwiert o średnicy 27 mm i o długości 4,4 m, w którym za pomocą specjalnego instalatora były umieszczone repery (1) (rys. 7b). Reper był odwzorowany przy pomocy odcinka z rury stalowej (5) o długości 40 mm, na którą przy pomocy obejm (7) z czterech stron była przymocowana taśma stalowa (6) w celu rozklinowania repera w otworze. Od każdego repera wyprowadzono z otworu specjalne cięgno stalowe, na końcu którego był przymocowany pierścień (4) z numerem repera (identyfikator). Rozklinowanie reperów w otworze przeprowadzono przy pomocy przemieszczenia ich w stronę wylotu za cięgna. Po rozklinowaniu repera w odwiercie umieszczano kolejny, aż do instalacji ostatniego. Następnie na wylocie odwiertu był umieszczany kontroler (3) o długości 0,25 m, stanowiący bazę pomiarową przemieszczających się cięgien, przy pomocy którego odczytywano początkowe wartości przemieszczeń od wysuniętej części kontrolera do identyfikatora. Naciąg cięgna był wykonywany za pomocą linki z haczykiem, który przewlekał się przez pierścień pomiarowy. Przeciwległy koniec linki był połączony z pionem (godziną mierniczą), znajdującym się na spągu. Przemieszczenia były wyznaczane na podstawie różnicy odległości między pierścieniem i bazą pomiarową. Pomiary były wykonane przy użyciu taśmy pomiarowej instytutu WNIMI (z dokładnością ± 0,5 mm). Każdy pomiar powtórzono trzykrotnie, za wartość przemieszczenia przyjęto średnią arytmetyczną z trzech pomiarów. Założono, że reper nr 1 o maksymalnej głębokości stanowi punkt bazowy. W artykule podano wyniki pomiarów przemieszczeń powstałych w ciągu 14 dni, po czym w okresie od 14 do 30 dnia obserwowano stabilizację prędkości przemieszczeń. Założono, że strefa deformacji nieciągłych w stropie w tym czasie nie osiągnie wartości 4,2 m, co jest zgodne z wynikami badań Czerniaka (Черняк 1993). Do analizy dynamiki rozwoju strefy przemieszczenia skał wokół wyrobiska, sporządzono wykresy deformacji skał w zależności od odległości od konturu wyrobiska (rys. 8) na podstawie wyników przemieszczeń rozwarstwieniomierzy. Analiza wykresów deformacji skał na odcinku eksperymentalnym wykazuje, że największe przemieszczenia są obserwowane w środkowej części wyrobiska (stacje pomiarowe 1 i 2). Już po 14 dniach od wydrążenia wyrobiska na odległości 2,7 m od konturu wyrobiska (stacji pomiarowe 1 i 2) skały rozwarstwiają się, co zostało zarejestrowane. Na Rys. 7. Schemat stacji pomiarowej (a) i konstrukcja rozwarstwioniomierza (b): 1 reper głębinowy; 2 ciągi reperów głębinowych; 3 baza pomiarowa (tuleja); 4 pierścień pomiarowy; 5 odcinek rury stalowej; 6 taśma stalowa; 7 obejma Fig. 7. Scheme of the measurement station (s) and design of deep datum point (b): 1 - deep datum point; 2 - strings of datum points; 3 - measuring base (controller); 4 - measuring ring; 5 - section of steel tube; 6 - steel strip; 7 - clamp pierwszej stacji zaobserwowano strefę ściskania skał między reperami na 2,7 i 2,5 m. W bezpośrednim sąsiedztwie od kotwy (stacja pomiarowa 1) skały przemieszczają się jednym blokiem, co jest obserwowane na reperach na głębokości 0,6 2,2 m. Między rzędami kotew (stacja pomiarowa 2) przemieszczenia rosną w przybliżeniu jednolicie w kierunku konturu wyrobiska. Przemieszczenie konturu po okresie 14 dni w środkowej części wyrobiska dla stacji pomiarowych 1 i 2 wyniosły odpowiednio 5,0 mm i 4,0 mm, a w przypadku stacji nr 3 3,0 mm. Na wszystkich stacjach pomiarowych strefa przy obrysie wyrobiska (0,6 0,8 m) uległa największemu rozwarstwieniu. W oparciu o program Surfer sporządzono izolinie powierzchniowego rozkładu przemieszczeń ośrodka skalnego (rys. 9). Podczas wykonywania wykresów przyjęto założenia, iż przemieszczenia pionowe na sąsiednich przyległych rzędach kotew są sobie równe, natomiast na obwodzie wyrobiska są równe zero. Na rys. 9a przedstawiono charakterystykę przemieszczeń w przekroju podłużnym chodnika w osi centralnej wyrobiska, a na rysunku 9b w jego przekroju poprzecznym. Na podstawie rysunku 8a, powyżej górnego punktu mocowania kotwy obserwowana jest strefa powstała od przemieszczenia skał w kierunku konturu wyrobiska na odcinku 2,6 3,0 m. W rzeczywistości w tej strefie pojawiają się rozwarstwienia, które przy rozwoju deformacji mogą doprowadzić do odspojenia zakotwionej części od skał zalegających wyżej. Odcinek skał na głębokości 1,0 2,3 m przemieszcza się bez rozwarstwie-

47 Nr 4 PRZEGLĄD GÓRNICZY 45 Rys. 8. Wykresy przemieszczeń reperów głębinowych na odcinkach eksperymentalnych przez okres 14 dni po wydrążeniu wyrobiska Fig. 8. Displacement graphs of deep datum points on the experimental sections for a period of 14 days after excavation has been driven Rys. 9. Izolinie rozkładu przemieszczeń reperów głębinowych; a) na stacjach pomiarowych 1-2, b) na stacjach pomiarowych 2-3 Fig. 9. Isolines of distribution displacements of deep datum points: a) on the measuring stations 1-2, b) on the measuring stations 2-3

48 46 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 nia. Wartość przemieszczeń strefy przykonturowej (0,45 0,5 m) wynosi 3 mm, w odległości 1,0 m od konturu wyrobiska 2 mm, gdzie obserwujemy wystąpienie rozwarstwień. Z rysunku 9b wynika, że pionowe przemieszczenia zarówno w głębi górotworu, jak i na konturze są maksymalne w środkowej części wyrobiska. Niebezpieczną strefą z uwagi na występujące rozwarstwienia jest strefa środkowa w odległości 1,2 m od osi wyrobiska. 3. Podsumowanie Na podstawie przeprowadzonych badań należy stwierdzić, że w ciągu 14 dni od wydrążenia wyrobiska, w górotworze skalnym zaczynają pojawiać się deformacje, które później mogą doprowadzić do obwałów stropu pomiędzy kotwami oraz powyżej skotwionego pakietu skał. Cechą charakterystyczną powstania strefy spękań wokół wyrobiska górniczego wzmocnionego obudową kotwową jest to, że zakotwiony strop przemieszcza się bez znacznych rozwarstwień na głębokości 1,0 2,3 m, a odcinek stropu na głębokości między 0,5 1,0 m odspaja się od wyżej leżącej części. Skały wokół wyrobiska górniczego, zabezpieczone obudową kotwową, podlegają deformacjom rozciągającym i ściskającym. Otrzymane wyniki można wytłumaczyć powstaniem wokół wyrobiska strefy deformacji, wskutek sprężysto-plastycznego przemieszczenia skał podczas drążenia wyrobiska i redystrybucji naprężeń wokół wyrobiska, co prowadzi do rozwoju frontu deformacyjnego od konturu wyrobiska i dalej w głąb górotworu. Po zainstalowaniu obudowy kotwowej zjawiska te nie znikają, lecz trwają do momentu rozpoczęcia współpracy obudowy kotwowej ze wzmacnianymi warstwami górotworu, które tworzą strefę wzmocnioną. Przy odpowiednio dobranych parametrach kotwienia, utworzona strefa ma wyższe cechy wytrzymałościowe niż otaczający górotwór, co sprzyja zachowaniu jego stateczności. Jednak należy zwrócić uwagę, iż od tego momentu skały w bezpośrednim sąsiedztwie konturu mogą być zniszczone i ulegają przemieszczeniom. Obwały skał stropu są szczególnie niebezpieczne w wyrobiskach, gdzie obudowa kotwowa jest stosowana jako samodzielna. Literatura DOLINAR D.R Trends in Roof Bolt Application / D.R. Dolinar, S.K. Bhatt / Proceedings, New Technology for Coal Mine Roof Support. (NIOSH) Publication No : IC pp HOU C.H., GUO L.S., GUO P.F Bolt support in coal roadway. Beijing: China University of Mining and Technology Press. KORZENIOWSKI W., HEREZY Ł., KRAUZE K., RAK Z., SKRZYPKOWSKI K Monitoring górotworu na podstawie analizy pracy sekcji obudowy zmechanizowanej. Wydawnictwa AGH, Kraków. NIEDBALSKI Z Prognoza utrzymania funkcjonalności wyrobisk korytarzowych w kopalniach węgla kamiennego. Wydawnictwa AGH, Kraków. ZHANG P., WADE S., ZEGLEN E., PETERSON S., LAWRENCE R., MISHRA M., et al Roof bolting in low seam mining with thick stack rock roof under high horizontal stress. Proceedings of the 29th international conference on ground control in mining; Morgantown: West Virginia University. p. 11. БУЛАТ А.Ф., ВИНОГРАДОВ В.В Опорно-анкерное крепление горных выработок угольных шахт. Днепропетровск - Вильпо, 372 с. Методические указания по исследованию горного давления на угольных и сланцевых шахтах. Л.: ВНИМИ с. ЧЕРНЯК И.Л Повышение устойчивости подготовительных выработок. Издательство Недра 256 с. Artykuł wpłynął do redakcji listopad 2016 Artykuł akceptowano do druku

49 Nr 4 PRZEGLĄD GÓRNICZY 47 Analiza zagrożenia metanowego w ścianie G-6 w pokładzie 412łg+łd i 412 łg w KWK A studium przypadku The analysis of methane hazard in the G-6 longwall of coal seam 412 (top layer + lower layer) at the A Coal Mine case study dr hab. inż. Henryk Badura, prof. nzw. w Pol. Śl.* ) mgr inż. Damian Araszczuk** ) Treść: Artykuł napisano na podstawie danych pomiarowych stężenia metanu na wylocie z rejonu ściany, strumienia objętości powietrza na wylocie z rejonu wentylacyjnego ściany, strumienia objętości metanu ujętego systemem odmetanowania oraz notowań przekroczeń dopuszczalnych stężeń metanu w rejonie ściany. Omówiono warunki naturalne panujące w rejonie ściany i stosowane sposoby przewietrzania. Obliczono metanowość całkowitą oraz wentylacyjną rejonu ściany i przeanalizowano ich zmiany. Przebadano zmiany strumienia objętości metanu ujętego systemem odmetanowania. Omówiono statystykę miejsc i częstości występowania przekroczeń dopuszczalnego stężenia metanu i porównano ryzyko wybuchu metanu dla zastosowanych sposobów przewietrzania na Y i U. Abstract: This paper was written on the basis of measurement data concerning methane concentration at the outlet of the longwall area, the air flow at the outlet of the longwall ventilation area, the flow rate of methane encompassed in methane drainage system, and permissible concentration of methane in the longwall area exceedance ratings. The paper discusses natural conditions in the longwall area and its ventilation systems. The total methane bearing capacity and methane content in the ventilation air were calculated and their changes analyzed. The changes in rate of methane flow through its drainage system were analyzed as well. Finally, the exceedances of methane concentration and the risk of methane explosion for Y and U ventilation systems were examined. Słowa kluczowe: zagrożenie metanowe, metanowość, stężenie metanu, sposoby przewietrzania Key words: methane hazard, methane content, methane concentration, ventilation systems 1. Wstęp Ściana G-6 w pokładzie 412 łg+łd w KWK A (rys. 1) prowadzona była w warunkach specjalnych, z powodu zaliczenia pokładu 412 łg+łg do IV kategorii zagrożenia metanowego, zaliczenia pokładu do zagrożonych wyrzutami gazów i skał, a także z uwagi na prowadzenie poniżej poziomu udostępnienia (Projekt 2014). Przedstawiona w artykule analiza obejmuje okres od r. do r., co stanowi 367 dni. Długość ściany G-6 wahała się od 183 m do 185,5 m, a jej wybieg wynosił około 600 m. Wysokość ściany zmieniała się od 3,15 m do 3,4 m, nachylenie podłużne ściany zawierało się w granicach od 7 do 14, a nachylenie poprzeczne w granicach od 2 do 7. * ) Politechnika Śląska, Gliwice, ** ) Jastrzębska Spółka Węglowa S.A., Jastrzębie Likwidację przestrzeni wyeksploatowanej prowadzono poprzez zawał skał stropowych. W zasięgu strefy zawału znajdował się pozabilansowy pokład 411/3 o grubości od 0,44 m do 0,99 m, stwarzający zagrożenie powstania pożaru endogenicznego w zrobach ściany. Na wybiegu ściany wystąpiły uskoki, co zmuszało do pozostawiania warstw węglowych o niewielkiej powierzchni na spągu i pod stropem, które podwyższały stopień zagrożenia pożarami. Prognozowana maksymalna metanowość całkowita ściany G-6 wynosiła dla wydobycia 2500 t/dobę do 48 m 3 CH 4 /min (Projekt 2014). 2. Przewietrzanie ściany Ściana G-6 w pokładzie 412łg+łd, w trakcie eksploatacji początkowego odcinka wybiegu, w okresie od do (217 dni), była przewietrzana w sposób Y

50 48 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 (rys.1), zaś w okresie od do r. (150 dni) przewietrzanie prowadzono w sposób U (rys. 2). Sposób przewietrzania ma istotny wpływ na koszty eksploatacji oraz bezpieczeństwo eksploatacji, szczególnie w warunkach zagrożenia metanowego i pożarowego, o czym traktuje bogata literatura (Frycz, Szlązak 1978, Musioł 2000, Strumiński 1987, Sułkowski, Nguyen Huyen Dieu 1994, Szlązak, Szlązak 2001, Szlązak, Szlązak 2013, Wacławik i in. 2000, Sułkowski, Musioł 2007). Występowanie metanu w atmosferze kopalnianej stwarza ryzyko: wybuchu metanu, zapalenia metanu na skutek powstania iskier w trakcie robót eksploatacyjnych i pomocniczych, wystąpienia atmosfery z niedoborem tlenu. Dlatego, w celu zapewnienia bezpieczeństwa w trakcie eksploatacji górniczej, istnieje konieczność stałej kontroli stężenia metanu w atmosferze kopalnianej. Dopuszczalna zawartość metanu jest uzależniona od miejsca w wyro- Rys. 1. Schemat ściany G-6 w okresie przewietrzania w sposób Y Fig. 1. Scheme of G-6 longwall during ventilation in the Y system

51 Nr 4 PRZEGLĄD GÓRNICZY 49 Rys. 2. Schemat ściany G-6 w okresie przewietrzania w sposób U Fig. 2. Scheme of G-6 longwall during ventilation in the U system

52 50 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 biskach należących do rejonu ściany. Przepisy górnicze (Rozporządzenie 2010) wymagają stosowania minimum trzech czujników stężenia metanu. Pierwszy z nich powinien być umieszczony w ścianie, do 10 m od strony wyrobiska korytarzowego doprowadzającego powietrze do ściany (rys. 1 i 2, czujnik CSM-1). Stężenie metanu w miejscu umieszczenia tego czujnika nie może przekroczyć 1%. Położenie drugiego czujnika jest uzależnione od stosowanego sposobu przewietrzania rejonu ściany. W przypadku stosowania sposobu przewietrzania U drugi czujnik umieszcza się w wyrobisku korytarzowym odprowadzającym powietrze ze ściany, w odległości do 10 m od czoła ściany (rys. 2, czujnik CSM-2). W przypadku stosowania sposobu przewietrzania Y czujnik znajduje się w ścianie, w odległości 2 m od wyrobiska odprowadzającego powietrze zużyte ze ściany (rys. 1, czujnik CSM-2). Maksymalne dopuszczalne stężenie metanu w miejscu lokalizacji drugiego czujnika wynosi 2%. Obydwa czujniki (CSM-1 i CSM-2) posiadają funkcję wyłączania dopływu energii elektrycznej do urządzeń i maszyn w ścianie, w wyrobisku korytarzowym odprowadzającym powietrze zużyte oraz w wyrobisku doprowadzającym powietrze do ściany, na odcinku minimum 10 m od czoła ściany. Trzeci czujnik powinien znajdować się na wylocie z rejonu wentylacyjnego ściany, a dopuszczalne stężenie metanu wynosi 1,5% (rys 1 i 2, czujnik CSM-3). Obecnie, w ramach tzw. dobrych praktyk, stosuje się większą liczbę czujników posiadających funkcję wyłączania energii elektrycznej. Dodatkowe czujniki są umieszczone najczęściej w ścianie oraz w wyrobisku odprowadzającym powietrze ze ściany. W okresie przewietrzania w sposób Y (rys. 1) strumień objętości powietrza świeżego 1700 m 3 /min dopływał do ściany z pochylni transportowej G-4 chodnikiem podścianowym G-6. Po przewietrzeniu ściany, strumień objętości powietrza zużytego łączył się w chodniku nadścianowym G-6 z doświeżającym strumieniem objętości powietrza 700 m 3 /min. Strumień objętości powietrza zużytego 2400 m 3 /min był odprowadzany chodnikiem nadścianowym G-6 do dalszych wyrobisk powietrza zużytego. Chodnik nadścianowy G-6 był oddzielony od zrobów zlikwidowanej ściany sąsiedniej G-4 płotem węglowym, co ułatwiało utrzymanie chodnika nadścianowego G-6. Sposób przewietrzania U (rys. 2) zapewnia najmniejsze przepływy powietrza przez zroby, co ogranicza ryzyko powstania pożaru endogenicznego. Jednak jego stosowanie może wiązać się z występowaniem wysokich stężeń metanu w wylotowej części ściany. Stwarza to duże ryzyko wybuchu lub zapalenia metanu. Zmniejszenie ryzyka metanowego osiągnięto stosując pomocnicze urządzenia wentylacji na skrzyżowaniu ściany G-6 z chodnikiem nadścianowym G-6 (rys.3). Powietrze świeże było doprowadzane do ściany G-6 chodnikiem podścianowym G-6. Powietrze zużyte ze ściany, na jej skrzyżowaniu z chodnikiem nadścianowym G-6, łączyło się ze strumieniem powietrza doświeżającego, dostarczanego lutniociągiem z wentylatorem umieszczonym w chodniku G-4, za tamami wentylacyjnymi rozdzielającymi prąd powietrza świeżego od zużytego (rys. 2). Zamontowana na skrzyżowaniu przegroda wentylacyjna wymuszała przepływ powietrza w kierunku zrobów, dzięki czemu odsuwano strefę wysokiego stężenia metanu do zrobów. Całkowity prąd powietrza zużytego był odprowadzany chodnikiem nadścianowym G-6 do chodnika wentylacyjnego G-6. Przepływ powietrza w chodniku nadścianowym G-6 odbywał się zatem w stronę przeciwną niż w tracie przewietrzania w sposób Y. W okresie przewietrzania ściany w sposób U do ściany dopływało około 1700 m 3 /min powietrza. W pierwszym dniu przewietrzania w sposób U doświeżanie w chodniku nadścianowym G-6 było nieczynne. W następnych sześciu dniach strumień objętości powietrza dośweżającego wynosił 200 m 3 / min, a w dalszym okresie eksploatacji 500 m 3 /min. Strumień objętości powietrza zużytego wynosił zatem 1700 m 3 /min w pierwszym dniu po zmianie sposobu przewietrzania, 1900 m 3 /min w dniach od drugiego do siódmego oraz około 2200 m 3 /min w dalszym okresie. Głównym celem niniejszego artykułu jest określenie wpływu zmiany sposobu przewietrzania z Y na U na zagrożenie metanowe w rejonie ściany G-6. Rys. 3. Pomocnicze urządzenia wentylacyjne na skrzyżowaniu ściany G-6 z chodnikiem nadścianowym G-6 Fig. 3. Auxiliary means of ventilation at the junction of the G-6 longwall with the G-6 return airway

53 Nr 4 PRZEGLĄD GÓRNICZY Metanowość ściany G-6 Metanowość wentylacyjną ściany G-6 obliczono na podstawie pomiarów ciągłych stężenia metanu na wylocie z rejonu wentylacyjnego oraz strumienia objętości powierza na wylocie z rejonu wentylacyjnego. Natomiast strumień objętości metanu ujęty systemem odmetanowania określono na podstawie pomiarów wykonanych w rejonowej instalacji odmetanowania. Obliczenie średnich wartości stężenia metanu na wylocie z rejonu wentylacyjnego w poszczególnych dobach wykonano za pomocą programu PROGMET, opracowanego w Instytucie Eksploatacji Złóż Politechniki Śląskiej (Badura 2013). Metanowość wentylacyjna ściany G-6 zmieniała się wraz z postępem eksploatacji. Na rysunku 4 przedstawiono kształtowanie się metanowości wentylacyjnej i całkowitej (absolutnej) w poszczególnych dniach eksploatacji. Przewietrzanie w sposób Y prowadzono do 217 dnia eksploatacji, natomiast w dalszym ciągu eksploatacji ściana była przewietrzana w sposób U. W początkowym okresie eksploatacji metanowość wentylacyjna wzrastała od około 5,0 m 3 CH 4 /min do 41,5 m 3 CH 4 / min w 74 dniu eksploatacji. Metanowość całkowita wzrastała w tym okresie od 5,4 m 3 CH 4 /min do 58,4 m 3 CH 4 /min. Wzrost ten został spowodowany rozwojem strefy odprężonej oraz zwiększaniem wydobycia. Strumień objętości metanu ujmowanego systemem odmetanowania w omawianym okresie wzrastał od 0,4 m 3 CH 4 /min do 16,9 m 3 CH 4 /min (rys. 5). W omawianym okresie zmiany strumienia objętości metanu ujętego systemem odmetanowania są bardzo zbliżone do zmian metanowości wentylacyjnej. Przedział czasu od 75 do 157 dnia eksploatacji to okres względnej stabilizacji średniej metanowości wentylacyjnej na poziomie 31,7 m 3 CH 4 /min, a średniej metanowości całkowitej na poziomie 49,7 m 3 CH 4 /min (rys. 4). Przedział zmian metanowości wentylacyjnej zawierał się w granicach od 23,5 m 3 CH 4 / min do 42,3 m 3 CH 4 /min, a metanowości całkowitej w granicach od 41,1 m 3 CH 4 /min do 61,1 m 3 CH 4 /min. Duże wahania metanowości w okresach tygodniowych spowodowane były przede wszystkim nierównomiernym wydobyciem w dni robocze oraz brakiem wydobycia w soboty i niedziele. Wahania strumienia objętości metanu ujętego systemem odmetanowania są w omawianym okresie niewielkie i zawierają się w granicach od 15,9 m 3 CH 4 /min do 18,9 m 3 CH 4 /min, a jego wartość średnia wynosiła 17,9 m 3 CH 4 /min. Pomiędzy 158 dniem a 185 dniem eksploatacji wystąpiło duże obniżenie wydobycia, co spowodowało spadek średniej metanowości wentylacyjnej do 24,9 m 3 CH 4 /min oraz całkowitej do 42,1 m 3 CH 4 /min. Przedział zmienności metanowości wentylacyjnej był ograniczony wartościami 17,5 m 3 CH 4 /min i 41,8 m 3 CH 4 /min, a metanowości całkowitej wartościami 34,5 m 3 CH 4 /min i 59,3 m 3 CH 4 /min. Ujęcie metanu w badanym okresie wahało się w granicach od 16,6 m 3 CH 4 /min do 17,9 m 3 CH 4 /min, a wartość średnia wynosiła 17,2 m 3 CH 4 /min. W okresie od 186 do 217 dnia eksploatacji wydobycie wzrastało do wartości sprzed spadku, co spowodowało podwyższenie średniej metanowości wentylacyjnej do 35,9 m 3 CH 4 /min oraz średniej metanowości całkowitej do 53,3 m 3 CH 4 /min. Minimalna wartość metanowości wentylacyjnej w tym okresie wynosiła 23,0 m 3 CH 4 /min, a maksymalna 45,3 m 3 CH 4 /min. Metanowość całkowita zawierała się w granicach od 40,7 m 3 CH 4 /min do 62,4 m 3 CH 4 /min. Strumień objętości metanu ujęty systemem odmetanowania w okresie od 186 do 217 dnia eksploatacji wahał się w granicach od 16,3 m 3 CH 4 /min do 18,8 m 3 CH 4 /min, przy czym wartość średnia wynosiła 17,4 m 3 CH 4 /min. W 218 dniu eksploatacji dokonano zmiany sposobu wentylacji z Y na U. Wraz ze zmianą wentylacji rejonu ściany zmniejszyła się metanowość wentylacyjna i całkowita. Aby wyrazić liczbowo zaistniałe zmiany obliczono średnie wartości metanowości wentylacyjnej i całkowitej na podstawie pomiarów z 7 dni przed zmianą i 7 dni po zmianie wentylacji. Metanowość wentylacyjna przed zmianą wynosiła 31,7 m 3 / min, a metanowość całkowita 44,1 m 3 /min. Po zmianie wentylacji metanowość wentylacyjna wynosiła 20,6 m 3 /min, a metanowość całkowita 37,3 m 3 /min. Nie zanotowano większych zmian w strumieniu objętości metanu ujętym systemem odmetanowania. Średnie tego strumienia obliczone na podstawie pomiarów z 7 dni przed i 7 dni po zmianie wentylacji wynosiły odpowiednio 17,9 m 3 CH 4 /min i 17,3 m 3 CH 4 /min. Różnica tych wartości wynosi 0,6 m 3 CH 4 /min, co stanowi około 3% w stosunku do ujęcia metanu przed zmianą wentylacji. Średnie wydobycie wynosiło przed zmianą sposobu wentylacji 1526 Mg/dobę a po zmianie 1401 Mg/dobę. Różnica Rys. 4. Kształtowanie się metanowości całkowitej i wentylacyjnej w całym okresie eksploatacji pokładu 412łg+łd 412 łg ścianą G-6 Fig. 4. Process of changes of total and ventilation methane content in the whole period of extraction in coal seam no. 412 (tot layer+lower layer) with the longwall G-6

54 52 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Rys. 5. Kształtowanie się metanowości wentylacyjnej i metanowości układu odmetanowania w całym okresie eksploatacji pokładu 412łg+łd 412 łg ścianą G-6 Fig. 5. Process of changes in ventilation methane content end methane capture efficiency in the whole period of extraction in coal seam no. 412 (tot layer+lower layer) with the longwall G-6 pomiędzy powyższymi wartościami wynosi 125 Mg/dobę, co stanowi 0,1% wydobycia sprzed zmiany wentylacji. Na dużą zmianę metanowości wentylacyjnej o 11,1 m 3 / min (czyli o 35%) i całkowitej o 6,8 m 3 /min (czyli o 15,4%), wobec bardzo małej zmiany wydobycia mogły wpłynąć w głównej mierze dwa czynniki: spadek metanonośności oraz zmiana sposobu wentylacji. Ponieważ zmiana metanowości wentylacyjnej i całkowitej nastąpiła skokowo, można sądzić, że główną przyczyną jest drugi z wymienionych czynników. W okresie przewietrzania w sposób Y zroby poddane były oddziaływaniu dużej różnicy ciśnień, wynikającej ze spadku potencjałów aerodynamicznych na drogach przepływu powietrza. Po wyeksploatowaniu pewnego odcinka wybiegu ściany, największa różnica ciśnień występowała pomiędzy punktem zrobów na wlocie do ściany a punktem zrobów najbardziej oddalonym od ściany, przylegającym do chodnika nadścianowego G-6, odprowadzającego powietrze zużyte. W całej lub prawie w całej objętości zrobów występowało podciśnienie (w stosunku do ciśnienia w ścianie), co sprzyjało przepływowi powietrza przez zroby i wypływowi metanu do chodnika nadścianowego. Stężenie metanu w znacznym obszarze zrobów było niskie. Stwierdzenie powyższe zostało także potwierdzone w pracy (Szlązak, Szlązak 2001). Zmiana sposobu przewietrzania z Y na U zmieniła rozkład ciśnienia wewnątrz zrobów. Przepływ mieszaniny powietrzno-metanowej w zrobach był spowodowany różnicą potencjałów aerodynamicznych na wlocie i wylocie ściany. Sposób przewietrzania U sprawił, że w dużej części zrobów panowało nadciśnienie w stosunku do ciśnienia powietrza w ścianie i nastąpiło zwiększenie ilości metanu w zrobach w stosunku do występującej w czasie przewietrzania w sposób Y. Skutkowało to podwyższeniem stężenia metanu w zrobach (Szlązak, Szlązak 2001). W dalszym okresie eksploatacji wzrostowi kumulacji metanu w zrobach sprzyjało także powiększanie się zrobów wraz z postępem ściany, a zatem i przestrzeni kumulacji metanu. Efektem tych zmian było obniżenie metanowości wentylacyjnej rejonu ściany w stosunku do metanowości w trakcie przewietrzania w sposób Y. W okresie od 218 do 257 dnia eksploatacji metanowość wentylacyjna wahała się w granicach od 16,5 m 3 CH 4 /min do 24,4 m 3 CH 4 /min, metanowość całkowita w granicach od 33,5 m 3 CH 4 /min do 41,6 m 3 CH 4 /min. Strumień objętości metanu ujętego systemem odmetanowania wahał się w granicach od 17,9 m 3 CH 4 /min do 16,1 m 3 CH 4 /min. Średnia wartość metanowości wentylacyjnej w tym okresie wynosiła 21,5 m 3 CH 4 / min, całkowitej 38,1 m 3 CH 4 /min, a ujęcie metanu systemem odmetanowania wynosiło 16,6 m 3 CH 4 /min. W dalszym okresie eksploatacji od 258 do 295 dnia eksploatacji, średnia metanowość wentylacyjna zmalała do 14,8 m 3 CH 4 /min, przy czym granice zmienności wynosiły 9,9 m 3 CH 4 /min i 20,2 m 3 CH 4 /min, a średnia metanowość całkowita zmalała do 28,2 m 3 CH 4 /min, przy czym przedział zmian posiadał granice od 23,5 m 3 CH 4 /min do 35,0 m 3 CH 4 / min. Średni strumień objętości metanu ujęty systemem odmetanowania wynosił 13,5 m 3 CH 4 /min i zmieniał się w granicach od 10,2 m 3 CH 4 /min do 16,1 m 3 CH 4 /min. Średnia wartość wydobycia w omawianym okresie utrzymywała się na prawie takim samym poziomie jak w okresie poprzednim. Należy zatem sądzić, że obniżenie metanowości wentylacyjnej, całkowitej i strumieniem objętości metanu ujętego systemem odmetanowania było spowodowane obniżeniem metanonośności złoża. Dalszy okres eksploatacji ścianą, od 296 do 367 dnia, charakteryzował się bardzo dużą zmiennością wydobycia dobowego. W tym czasie wystąpiło kilka dłuższych przerw w wydobyciu (od 3 dni do 18 dni), a od 350 dnia do końca okresu eksploatacji prowadzono prace przygotowania ściany do likwidacji, co wiąże się ze znacznym obniżeniem wydobycia. W okresie tym średnia metanowość wentylacyjna spadła do około 8,5 m 3 CH 4 /min, a metanowość całkowita do około 10,0 m 3 CH 4 /min. Spadek metanowości był spowodowany zarówno spadkiem wydobycia, jak i metanonośności pokładu. Wystąpił także zauważalny spadek strumienia objętości metanu ujętego systemem odmetanowania z czasem eksploatacji od 17,9 m 3 CH 4 /min do 3,1 m 3 CH 4 /min w ostatnim dniu eksploatacji, przy czym najniższa wartość odmetanowania, wynosząca 1,2 m 3 CH 4 /min, została zanotowana w 337 dniu eksploatacji.

55 Nr 4 PRZEGLĄD GÓRNICZY Analiza ryzyka metanowego w ścianie G-6 Jednym z najczęściej używanych wskaźników zagrożenia metanowego są przekroczenia dopuszczalnych stężeń metanu. Przekroczenie dopuszczalnego stężenia jest szczególnie groźne w miejscach, w których występuje duże prawdopodobieństwo zaistnienia inicjału wybuchu. Cały okres eksploatacji ścianą G-6 wynosił 367 dni, w tym 234 dni robocze, przy czym sposób przewietrzania Y stosowano w ciągu 217 dni, w tym 150 roboczych, a sposób przewietrzania U w ciągu 150 dni, w tym 84 roboczych. W rejonie ściany G-6, w całym okresie eksploatacji ścianą zanotowano 271 przekroczeń dopuszczalnego stężenia metanu, przy czym w okresie przewietrzania w sposób Y 159 przekroczeń, a w okresie przewietrzania w sposób U 112 przekroczeń. W trakcie przewietrzania w sposób Y najwięcej przekroczeń dopuszczalnego stężenia metanu miało miejsce na wylocie z rejonu wentylacyjnego ściany (110 przypadków). Było to wynikiem migracji dużego strumienia objętości metanu ze zrobów do chodnika nadścianowego G-6. Na wylocie ze ściany, 2 metry przed skrzyżowaniem ściany z chodnikiem nadścianowym G-6, zanotowano 44 przypadki przekroczenia dopuszczalnego stężenia metanu. Liczba ta stanowi około 27% powstałych przekroczeń stężenia metanu w okresie przewietrzania w sposób Y. Pozostałe przekroczenia stężenia metanu (5 przypadków) spowodowane były przekroczeniem stężenia na wlocie do ściany (2 przypadki) oraz w pobliżu tamy izolującej zroby sąsiedniej, zlikwidowanej ściany (3 przypadki). Przekroczenia stężenia metanu na wylocie ze ściany zostały wywołane urabianiem węgla lub urabianiem połączonym z nagłymi odprężeniami calizny w pobliżu kombajnu. W trakcie przewietrzania rejonu ściany w sposób U najwięcej, bo aż 68 przekroczeń dopuszczalnego stężenia metanu zanotowano nad napędem pomocniczym przenośnika ścianowego (CSM-4 na rys. 3). Stanowi to około 61% całej liczby przekroczeń powstałych w czasie przewietrzania w układzie U. Drugim miejscem pod względem liczby przekroczeń, w okresie stosowania sposobu przewietrzania U, było miejsce zabudowy czujnika metanometrycznego w chodniku nadścianowym za przegrodą wentylacyjną, w odległości do 2 m od linii likwidacji chodnika (CSM-5 na rys. 3). Stwierdzono tam 35 przypadków przekroczenia stężenia metanu, co stanowi około 31% całkowitej liczby przekroczeń w czasie przewietrzania w sposób U. W okresie stosowania sposobu przewietrzania U najliczniejszymi przyczynami przekroczeń dopuszczalnego stężenia metanu nad napędem pomocniczym przenośnika ścianowego były: przebudowa, uszkodzenia i awarie pomocniczych urządzeń wentylacyjnych (24 przypadki) oraz przesuwanie sekcji obudowy w wylotowej części ściany (26 przypadków). Zdaniem autorów artykułu, profilaktyka metanowa w trakcie przebudowy pomocniczych urządzeń wentylacji, bądź w okresie ich uszkodzenia lub awarii powinna polegać na zatrzymaniu urabiania w ścianie do czasu zakończenia prac związanych z doprowadzeniem tych urządzeń do właściwego stanu. W okresie normalnej eksploatacji, pomocnicze urządzenia wentylacji powinny być w takim stanie, aby strefa podwyższonego stężenia metanu została możliwie jak najdalej przesunięta w kierunku zrobów. Taki stan można osiągnąć przez utrzymanie jak najszczelniejszej przegrody wentylacyjnej. Z powyższej analizy wynika, że najbardziej niebezpiecznym miejscem pod względem możliwości powstania wybuchu metanu, w całym okresie eksploatacji, niezależnie od stosowanego układu przewietrzania, była część ściany w rejonie skrzyżowania z chodnikiem nadścianowym G-6. W tym miejscu występuje największe prawdopodobieństwo koincydencji wybuchowej mieszaniny metanu i źródła inicjału (np. iskier w trakcie urabiania kombajnem, iskier pochodzących od nierównomiernej współpracy łańcucha zgrzebłowego przenośnika z gwiazdą napędową na stacji zwrotnej). Niższe zagrożenie wybuchem niż w wylotowej części ściany występowało w pobliżu miejsca likwidacji chodnika, za przegrodą wentylacyjną, gdyż zarówno prawdopodobieństwo wystąpienia wybuchowego stężenia metanu jak i inicjału wybuchu było mniejsze niż w wylotowej części ściany. Na wylocie z rejonu wentylacyjnego, zarówno w przypadku stosowania przewietrzania w sposób Y jak i U, wystąpienie inicjału wybuchu było bardzo małe, a zatem i zagrożenie wybuchem metanu było znacznie niższe niż w przypadku wylotowej części ściany. Aby porównać poziom zagrożenia metanowego, obliczono częstość występowania przekroczeń dopuszczalnych stężeń metanu w dni robocze w rejonie skrzyżowania ściany z chodnikiem nadścianowym. Dla sposobu przewietrzania Y częstość ta wynosiła nieco ponad 0,29 przekroczenia na dzień roboczy, natomiast dla sposobu przewietrzania U wynosiła ona 1,23 przekroczenia na dzień roboczy, co dowodzi, że zagrożenie metanowe w omawianym rejonie było znacznie większe w trakcie przewietrzania w sposób U. Analizując występowanie przekroczeń dopuszczalnych stężeń metanu, zbadano także relacje pomiędzy liczbą przekroczeń dopuszczalnego stężenia metanu a średnią metanowością wentylacyjną w określonym dniu. Stwierdzono, że istniała graniczna metanowość wentylacyjna, poniżej której nie występowały przekroczenia dopuszczalnego stężenia metanu. W okresie przewietrzania rejonu ściany w sposób Y metanowość ta wynosiła 33,5 m 3 CH 4 / min, a w okresie przewietrzania w sposób U 12,5 m 3 CH 4 / min. Oznacza to, że sposób przewietrzania U stwarzał warunki do powstania przekroczeń dopuszczalnych stężeń metanu dla niższych metanowości wentylacyjnych rejonu ściany niż sposób przewietrzania Y. Przekroczenie tych granicznych wartości metanowości wentylacyjnej nie było warunkiem wystarczającym do wystąpienia przekroczenia dopuszczanego stężenia metanu, czyli, jeżeli metanowość była wyższa od odpowiedniej wartości granicznej, to nie zawsze wystąpiło przekroczenie dopuszczalnego stężenia metanu. 5. Stwierdzenia i wnioski Na podstawie przeprowadzonych obliczeń i analiz można sformułować następujące stwierdzenia i wnioski: 1. W związku z prognozowaną wysoką metanowością całkowitą ściany G-6 w pokładzie 412 łg+łd i 412 łg (do 48 m 3 CH 4 /min dla wydobycia 2500 Mg/dobę) zaprojektowano sposób Y przewietrzania ściany. 2. W trakcie eksploatacji średnia metanowość całkowita ściany rosła do 74 dnia eksploatacji ścianą. W 74 dniu osiągnęła ona wartość 58,4 m 3 CH 4 /min, a metanowość wentylacyjna 41,5 m 3 CH 4 /min. Strumień objętości metanu ujęty systemem odmetanowania wzrastał osiągnął 16,9 m 3 CH 4 /min. Wzrost omawianych parametrów w początkowym okresie eksploatacji był spowodowany przede wszystkim rozwojem strefy odprężonej nad i pod wyeksploatowaną częścią pokładu, a tym samym z powiększaniem się strefy desorpcji metanu. 3. W okresie od 75 do 157 dnia eksploatacji nastąpiła pewna stabilizacja średniej metanowości wentylacyjnej ściany na poziomie 31,7 m 3 CH 4 /min i metanowości całkowitej

56 54 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 na poziomie 59,7 m 3 CH 4 /min. Stabilizację metanowości można tłumaczyć niewielkimi zmianami wielkości strefy desorpcji i metanonośności warstw w tej strefie oraz stabilizacją wartości średniej wydobycia. Jednocześnie występowały silne wahania metanowości w okresach tygodniowych. Metanowość całkowita wahała się w granicach od 41,1 m 3 CH 4 /min do 61,1 m 3 CH 4 /min, a metanowość wentylacyjna w przedziale od 23,5 m 3 CH 4 /min do 42,3 m 3 CH 4 /min. Wahania te były spowodowane dość dużymi różnicami wydobycia pomiędzy poszczególnymi dniami i występowaniem dwóch dni wolnych w tygodniu. 4. W dniach od 158 do 185 dnia eksploatacji wystąpił okres silnego obniżenia metanowości całkowitej i wentylacyjnej, co było najprawdopodobniej spowodowane dużym obniżeniem średniej wartości wydobycia. Metanowość całkowita wahała się w granicach od 34,5 m 3 CH 4 /min do 59,3 m 3 CH 4 /min, a wentylacyjna od 17,5 m 3 CH 4 /min do 41,8 m 3 CH 4 /min. Wartość średnia metanowości całkowitej wynosiła 42,1 m 3 CH 4 /min, a metanowości wentylacyjnej 24,9 m 3 CH 4 /min. 5. Okres eksploatacji od 186 do 217 dnia eksploatacji charakteryzował się ponownym wzrostem metanowości całkowitej i wentylacyjnej. I tak metanowość całkowita zawierała się w granicach od 40,7 m 3 CH 4 /min do 62,4 m 3 CH 4 /min (wartość średnia 53,3 m 3 CH 4 /min), a wentylacyjna od 23,0 m 3 CH 4 /min do 45,3 m 3 CH 4 /min (wartość średnia 35,9 m 3 CH 4 /min). Parametry te są zbliżone do parametrów z okresu od 75 do 157 dnia eksploatacji. Najprawdopodobniej przyczyną takiego stanu rzeczy był powrót wydobycia na poziom z okresu od 75 do 157 dnia eksploatacji. 6. W 218 dniu eksploatacji zmieniono sposób przewietrzania rejonu ściany z Y na U. Jednocześnie wystąpiło obniżenie metanowości wentylacyjnej o 35,0% i całkowitej o 15,4%, przy prawie niezmienionym ujęciu metanu. Przyczynami tego zjawiska mogły być: obniżenie wydobycia, zmniejszanie się metanonośności pokładu i warstw otaczających oraz zmiana sposobu wentylacji. Przeprowadzona analiza pozwala wyciągnąć wniosek, że główną przyczyną była zmiana sposobu wentylacji. 7. W okresie od 218 do 257 dnia eksploatacji metanowość całkowita wahała się od 23,5 m 3 CH 4 /min do 35,0 m 3 CH 4 / min, a wentylacyjna od 9,9 m 3 CH 4 /min do 20,2 m 3 CH 4 / min. 8. W okresie następującym po 257 dniu eksploatacji następowało systematyczne obniżenie metanowości ściany. Było to spowodowane spadkiem metanonośności pokładu eksploatowanego i górotworu otaczającego ten pokład, a w końcowym etapie eksploatacji również znacznym zmniejszeniem wydobycia. W ostatnim dniu eksploatacji metanowość całkowita wynosiła 10,0 m 3 CH 4 /min a wentylacyjna 8,5 m 3 CH 4 /min. 9. Strumień objętości metanu ujęty systemem odmetanowania do 74 dnia eksploatacji ścianą stopniowo rósł, aby w 74 dniu osiągnąć wartość 16,9 m 3 CH 4 /min. W dalszym okresie strumień ten stabilizuje się, wahając się w granicach od 15,5 m 3 CH 4 /min do 18,3 m 3 CH 4 /min. Od dnia wprowadzenia zmiany sposobu wentylacji z Y na U ujęcie metanu systematyczne malało, aby w ostatnim dniu osiągnąć wartość 3,1 m 3 CH 4 /min. 10. W całym okresie eksploatacji wystąpiło w rejonie ściany G przypadków przekroczenia dopuszczalnego stężenia metanu, przy czym 159 z nich wystąpiło w okresie przewietrzania w sposób Y, a 122 w okresie przewietrzania w sposób U. 11. W okresie stosowania sposobu przewietrzania Y najwięcej, 110 przekroczeń dopuszczalnego stężenia metanu, miało miejsce na wylocie z rejonu wentylacyjnego. Czujnik na wylocie ze ściany, zlokalizowany w odległości 2 m od chodnika nadścianowego, stwierdził w tym okresie 44 przypadki stężenia metanu 2% i wyższego. 12. W okresie stosowania wentylacji w sposób U największą liczbę przekroczeń dopuszczalnego stężenia metanu zanotowano w rejonie skrzyżowania ściany G-6 z chodnikiem nadścianowym G-6, przy czym 68 przypadków zanotowano nad napędem pomocniczym przenośnika ścianowego, a 35 przypadków w chodniku nadścianowym, w odległości do 2 m od czoła likwidacji chodnika. 13. Sposób przewietrzania Y stosowano w ciągu 217 dni, w tym 150 dni roboczych, a sposób U w ciągu 150 dni, w tym 84 dni roboczych. W okresie przewietrzania w sposób Y przekroczenia dopuszczalnej wartości stężenia metanu wystąpiły z średnią częstością nieco ponad 0,29 przekroczenia na dzień roboczy, natomiast w okresie przewietrzania w sposób U częstość ta wynosiła 1,23 przekroczenia na dzień roboczy. Fakt ten oznacza, że sposób przewietrzania U słabiej przeciwdziałał zagrożeniu metanowemu niż sposób przewietrzania Y. 14. Stwierdzono, że zarówno w okresie przewietrzania w sposób Y, jak i U występowała graniczna metanowość wentylacyjna, poniżej której nie zanotowano przekroczeń stężenia metanu. Dla sposobu Y wartość tej metanowości wynosiła 33,5 m 3 CH 4 /min, a dla sposobu U 12,54 m 3 CH 4 /min. Nie we wszystkich dniach, w których występowała metanowość większa od granicznej zanotowano przekroczenie dopuszczalnego stężenia metanu. 15. Analiza przyczyn wystąpienia przekroczeń dopuszczalnych stężeń metanu na wylocie ze ściany wykazała, że główną ich przyczyną, w okresie przewietrzania w sposób Y, było urabianie kombajnem w wylotowej części ściany lub urabianie i nagłe odprężenia calizny. Natomiast głównymi przyczynami występowania przekroczeń metanu w okresie stosowania sposobu wentylacji U były: przebudowa, uszkodzenia i awarie pomocniczych urządzeń wentylacyjnych oraz przesuwanie sekcji obudowy w wylotowej części ściany. Literatura BADURA H Metody prognoz krótkoterminowych stężenia metanu na wylotach z rejonów ścian zawałowych w kopalniach węgla kamiennego. Monografia. Wydawnictwo Politechniki Śląskiej. Gliwice. FRYCZ A., SZLĄZAK J Wentylacyjne sposoby zwalczania zagrożenia metanowego. Bezpieczeństwo i Higiena Pracy nr 1. MUSIOŁ D Analiza układów przewietrzania rejonów ścian w podsieciach wentylacyjnych w aspekcie zagrożenia metanowego, pożarowego i termicznego. Wiadomości Górnicze nr 6. Projekt techniczny eksploatacji ścianą G-6 pokładu 412 łg+łd i 412 łg w KWK A Rozporządzenie Ministra Gospodarki z dnia 28 czerwca 2010 r. w sprawie bezpieczeństwa i higieny pracy, prowadzenia ruchu oraz specjalistycznego zabezpieczenia przeciwpożarowego w podziemnych zakładach górniczych (Dz.U. nr 139 poz wraz z późniejszymi zmianami). STRUMIŃSKI A Zwalczanie pożarów podziemnych w kopalniach. Wydawnictwo PAN. Zakład Narodowy im. Ossolińskich. Wrocław. SUŁKOWSKI J., MUSIOŁ D Wpływ rozcinki pokładu na zwalczanie zagrożeń pożarowych, metanowych i klimatycznych w ścianach. GIG. Górnictwo i Środowisko. Katowice. SUŁKOWSKI J., NGUYEN HUYEN DIEU Lokalizacja stref o wybuchowej koncentracji metanu w zrobach ściany zawałowej przewietrzanej przekątnie. Konferencja Nauk.-Techn. nt.: Zagrożenie metanowe w górnictwie. Ustroń, luty 1994.

57 Nr 4 PRZEGLĄD GÓRNICZY 55 SZLĄZAK J, SZLĄZAK N Filtracja powietrza w zrobach ścian zawałowych. Górnictwo. R. 25, z. 4. SZLĄZAK N., SZLĄZAK J Wentylacja wyrobisk ścianowych w kopalniach węgla kamiennego, w warunkach zagrożenia metanowego i pożarowego. Górnictwo i Geologia, t. 8, z. 2. WACŁAWIK J., CYGANKIEWICZ J., BRANNY M Niektóre zagadnienia pożarów endogenicznych. Biblioteka Szkoły Eksploatacji Podziemnej, nr 2. Wyd. Instytut Gospodarki Surowcami Mineralnymi i Energią PAN. Kraków. Artykuł wpłynął do redakcji grudzień 2016 Artykuł akceptowano do druku Zwiększajmy prenumeratę najstarszego czołowego miesięcznika Stowarzyszenia Inżynierów i Techników Górnictwa! Liczba zamawianych egzemplarzy określa zaangażowanie jednostki gospodarczej w procesie podnoszenia kwalifikacji swoich kadr! Zapraszamy do publikacji artykułów w wersji angielskojęzycznej

58 56 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Prognoza temperatury i wilgotności powietrza na wylocie parownika chłodziarki bezpośredniego działania An air-temperature and air-humidity prognosis at an evaporator inlet of a direct-action refrigerator Prof. dr hab. inż. Bernard Nowak* ) Dr inż. Rafał Łuczak* ) Dr inż. Piotr Życzkowski* ) Treść: W artykule podano sposób określenia temperatury i wilgotności właściwej powietrza opuszczającego parownik chłodziarki bezpośredniego działania typu TS-300, pracującej w konkretnych warunkach cieplno-wilgotnościowych. W tym celu wykorzystano dane techniczne współpracującego z taką chłodnicą wentylatora lutniowego oraz równania modeli matematycznych opisujących pracę rozważanego systemu (Łuczak 2012, Nowak, Łuczak 2015, Nowak i in. 2016) i proces chłodzenia powietrza w parowniku (Filek, Nowak 1994). Uzyskane z rozwiązań przyjętych opisów matematycznych wyniki obliczeń numerycznych porównano z rezultatami pomiarów i określono istotność statystyczną uzyskanych odchyłek, oceniając tym samym praktyczną przydatność przyjętego modelu do oceny skuteczności pracy chłodziarki powietrza TS-300 Abstract: This paper presents methods of determination of temperature and specific humidity of air, leaving the direct-action refrigerator s evaporator (TS-300) working in the particular hot-humidity conditions. For this, technical data of fan co-working with that cooler, mathematical equations describing operation of this system (Łuczak 2012, Nowak, Łuczak 2015, Nowak et al. 2016) as well as air-cooled process in the evaporator were used (Filek, Nowak 1994). The results obtained from mathematical equations were compared with the measured results and statistical significance of deviations were defined. For this reason, practical usability of the model for evaluation of the work effectiveness of the air refrigerator was examined. Słowa kluczowe: prognoza temperatury i wilgotności powietrza, chłodzenie powietrza, moc cieplna chłodnicy Key words: air-temperature and air-humidity prognosis, air cooling, thermal power of cooler 1. Wstęp Na poziom zagrożenia klimatycznego w kopalniach węgla kamiennego i rud miedzi wpływa wiele czynników a zapewnienie właściwych parametrów powietrza na stanowiskach pracy wymaga kompleksowego stosowania metod obniżających temperaturę powietrza. Poprawę warunków cieplnych uzyskać można poprzez m.in. zwiększenie intensywności wentylacji, obniżenie wilgotności powietrza, obniżenie średniej temperatury promieniowania cieplnego otoczenia, zmniejszenie strumienia emitowanego ciepła od maszyn, obniżenie wydatku energetycznego pracowników na stanowiskach pracy. Zabiegi takie w wielu przypadkach są niemożliwe do osiągnięcia lub niewystarczające i wówczas jedynym sposobem na utrzymanie temperatury powietrza poniżej 28 C lub 33 C jest stosowanie sztucznego chłodzenia powietrza za pomocą lokalnych chłodziarek lub systemów grupowej i centralnej klimatyzacji. W warunkach polskiego górnictwa do obniżania temperatury powietrza na stanowiskach pracy, mimo intensywnego rozwoju systemów scentralizowanego chłodzenia powietrza, często wykorzystywane są chłodziarki bezpośredniego działania. Odpowiednio dobrana pod względem konstrukcyjnym i mocy cieplnej chłodnica powietrza takiej chłodziarki ma za zadanie właściwe schłodzenie strumienia powietrza wentylacyjnego. Efektywność chłodzenia powietrza ocenia się na podstawie uzyskiwanej przez chłodziarkę mocy cieplnej parownika oraz na podstawie temperatury powietrza na jego wylocie. Niniejszy artykuł dotyczy prognozy temperatury i wilgotności powietrza na wylocie z parownika chłodziarki bezpośredniego działania typu TS-300, współpracującego z wentylatorem lutniowym WLE-804B/SK. * ) Akademia Górniczo Hutnicza, Kraków

59 Nr 4 PRZEGLĄD GÓRNICZY Wpływ parametrów powietrza i wody na moc cieplną chłodnicy Wykorzystanie metod statystycznych do opisu pracy lokalnych systemów schładzania powietrza w wyrobiskach górniczych rozważano m.in. w pracach (Nowak i in. 2010, Nowak, Łuczak 2015). Podano w nich metody oceny efektywności pracy chłodziarek typu DV-290 i TS-300 współpracujących z wyparnymi chłodnicami wody. Ocenę efektywności pracy chłodziarek TS-300 z otwartym obiegiem wody chłodzącej skraplacz przedstawiono w pracach (Łuczak 2012, Nowak i in. 2016). Moc cieplną parownika takiej chłodziarki powietrza, wykorzystując uzyskane z pomiarów in situ wartości parametrów powietrza na wlocie do parownika oraz parametry wody chłodzącej skraplacz, opisano równaniami otrzymanymi metodami statystycznymi z wykorzystaniem liniowej regresji wielorakiej (równanie 1) oraz estymacji nieliniowej metodą Hooke a-jeevesa przemieszczania układu (równanie 2). gdzie: N LZ moc cieplna parownika wyznaczona na podstawie liniowej regresji wielorakiej, kw, N KZ moc cieplna parownika wyznaczona na podstawie nieliniowej regresji wielorakiej, kw, Q p strumień objętości powietrza na wlocie do parownika, m 3 /min, Q w strumień objętości wody w skraplaczu, m 3 /h, t s2 temperatura powietrza mierzona termometrem suchym na wlocie do parownika równa temperaturze powietrza na wylocie z wentylatora, C, t w1 temperatura wody na wlocie do skraplacza, C, φ 2 wilgotność względna powietrza na wlocie do parownika, %. Powyższe wzory obowiązują przy założeniu wystarczającego odbioru ciepła przez skraplacz z chłodnicy powietrza. Należy w tym miejscu zaznaczyć, że ze względu na utrudnienia przy pomiarach temperatury i wilgotności względnej powietrza na wlocie do parownika wynikające z jego trwałego połączenie z wentylatorem, praktyczne wykorzystanie powyższych zależności jest ograniczone. Służby kopalniane lub serwisowe oceniając jakość pracy chłodnicy dokonują pomiarów parametrów powietrza na wlocie do wentylatora oraz na wylocie z parownika. Dlatego bardziej praktycznymi formami przedstawionych wyżej zależności NLZ i NKZ są równania (3) i (4), w których wartość temperatury powietrza na wlocie do parownika zastąpiono sumą wartości temperatury powietrza na wlocie do wentylatora i przyrostem temperatury pracującego wentylatora. (3) gdzie: t s1 temperatura powietrza mierzona termometrem suchym na wlocie do wentylatora, C, (1) (2) (4) Δt przyrost temperatury powietrza w wyniku pracy wentylatora, C. Można go wyznaczyć z zależności (5) (Markefka, Stefanowicz 1986): przy czym: C p ciepło właściwe powietrza suchego przy stałym ciśnieniu, kj/(kgk), Δ p spiętrzenie całkowite wentylatora, Pa, η sprawność wentylatora, %, ρ p gęstość powietrza suchego na wlocie do wentylatora, kg/m 3. Rozważany w niniejszej pracy, pracujący w wyrobisku j82 w pokładzie 407/1 układ chłodniczy tworzył wspomniany wentylator lutniowy WLE-804B/SK o wydajności nominalnej 5,9 m 3 /s, połączony lutnią z parownikiem chłodziarki TS-300. Na podstawie (Wentylatory 2007) spiętrzenie całkowite i sprawność tego wentylatora w funkcji przepływającego strumienia objętości powietrza, w zakresie pracy od 4,5 do 8 m 3 /s, przedstawić można za pomocą równań drugiego stopnia (6) i (7), dla których moc korelacji (R 2 ) wynosi odpowiednio R 2 =0,999 dla spiętrzenia wentylatora oraz R 2 =0,998 dla dopasowania krzywej sprawności wentylatora. Do określania parametrów powietrza w wyrobiskach górniczych zazwyczaj wykorzystuje się psychrometr Assmana, wykonując pomiary temperatury powietrza termometrem suchym t s i wilgotnym t m. Wobec faktu, że przepływające przez wentylator powietrze nie zmieniając swojej wilgotności właściwej zmienia wilgotność względną, wymagane do jej określenia ciśnienie cząstkowe pary wodnej w stanie nasycenia można wyznaczyć ze wzoru (8). gdzie: p wn (t) ciśnienie cząstkowe pary wodnej w stanie nasycenia w temperaturze t, Pa. Wzór ten obowiązuje dla temperatury powietrza t w zakresie od 15 C do 40 C, co odpowiada typowej zmienności temperatury powietrza na wylocie oraz na wlocie do parownika chłodziarki z uwzględnieniem przyrostu temperatury w wentylatorze. Moc dopasowania regresyjnego krzywej równania (8) wynosi R 2 =0,9998. Łącząc równanie (8) ze znanymi zależnościami służącymi do określania ciśnienia cząstkowego pary wodnej w stanie nasycenia p wn oraz ciśnienia cząstkowego pary wodnej w powietrzu nienasyconym p w, wilgotność względną powietrza za wentylatorem φ 2, przy uwzględnieniu stałości ciśnienia cząstkowego pary wodnej p w na jego wlocie i wylocie, daje się zapisać jako funkcję temperatury powietrza na jego wlocie (równanie 9): (5) (6) (7) (8)

60 58 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 (9) gdzie: b bezwzględne ciśnienie powietrza, Pa, p w1 ciśnienie cząstkowe pary wodnej w powietrzu na wlocie do wentylatora, Pa, p wn2 ciśnienie cząstkowe pary wodnej w stanie nasycenia powietrza na wylocie z wentylatora, Pa, t m1 temperatura powietrza mierzona termometrem wilgotnym na wlocie do wentylatora, oc, φ 2 wilgotność względna powietrza na wylocie z wentylatora. Uwzględniając przyrost temperatury powietrza w wyniku pracy wentylatora, równanie (9) można przedstawić w postaci: (10) Znajomość temperatury i wilgotności względnej powietrza na wlocie do wentylatora pozwala zapisać zależność (10) w postaci jak niżej: (11) Korzystając z zależności (3-11), dla różnych parametrów powietrza w wyrobisku, w którym zainstalowano lub projektuje się instalację chłodnicy powietrza, można wyznaczyć jej moce cieplne. Określono je dla podanych w tab. 1 rezultatów pomiarów pracującej w ww. wyrobisku chłodziarki TS-300. Indeksem 3 oznaczono w tej tabeli zmierzone termometrem suchym oraz termometrem wilgotnym temperatury powietrza na wylocie z chłodnicy. Obliczenia mocy cieplnych parownika wymagały wcześniejszej znajomości parametrów pracy współpracującego z nim wentylatora. Te zaś pozwoliły wyznaczyć przyrosty temperatury powietrza w wyniku jego sprężania w wentylatorze. Oprócz wspomnianych mocy cieplnych parownika chłodziarki TS-300, przyrostów temperatury w wentylatorze wykonano także obliczenia temperatur i wilgotności względnych powietrza na wlocie do parownika oraz odchyłek bezwzględnych wymienionych wielkości obliczonych od pomierzonych. Zestawiono je w tab. 2. Wielkości obliczone, dla odróżnienia od wielkości pomierzonych oznaczono '. Analizując otrzymane rezultaty, można stwierdzić, że przepływający przez wentylator strumień objętości powietrza równy 419 m 3 /min zwiększa swoją temperaturę o 4,9 C. Parametry pracy tego wentylatora wynoszą odpowiednio: spiętrzenie całkowite Δp=2966,9 Pa, a sprawność η=49%. Maksymalna odchyłka obliczonej od pomierzonej temperatury powietrza na wylocie z wentylatora wynosi -0,5 C, zaś średnia odchyłka jest równa 0,3 C, co stanowi 0,9% zmienności temperatury powietrza. Analiza statystyczna rozkładu t-studenta o istotności różnic między wynikami pomiarów i obliczeń temperatury powietrza za wentylatorem wykazała, z prawdopodobieństwem p=0,08, nieistotność uzyskanych odchyłek. Natomiast dla wilgotności względnej powietrza φ 2, stwierdzono, z prawdopodobieństwem p=0,004, istotność otrzymanych odchyłek, mimo że średnia odchyłka bezwzględna wynosi 1,3%, a maksymalna 2,2%. Średnia odchyłka obliczonych wzorem (3) mocy cieplnych parownika chłodziarki TS-300 od średniej mocy pomierzonej wynosi 4,2kW, co stanowi 1,6%. Przy obliczeniach wzorem (4) odchyłki te wynoszą odpowiednio 3,7kW oraz 1,4%. Można więc napisać, że zasadne jest wykorzystanie, do prognozy mocy cieplnej chłodziarki TS-300, wyżej podanych równań matematycznych (prosto i krzywoliniowych). Potwierdza to również analiza statystyczna, na podstawie której, z prawdopodobieństwem odpowiednio p=0,061 i p=0,447 wykazano nieistotność uzyskanych odchyłek mocy cieplnej badanej chłodnicy powietrza. 3. Określenie temperatury i wilgotności powietrza po jego chłodzeniu chłodziarką TS-300 Podstawowym kryterium efektywności chłodzenia powietrza przy użyciu kopalnianych chłodnic powietrza jest odpowiedni zakres zmian parametrów powietrza w miejscu ich pracy. Parametry te, a więc temperatura i wilgotność powietrza na wylocie z parownika chłodziarki TS-300 wyznaczone zostaną nie na podstawie znamionowej jej mocy cieplnej, lecz w oparciu o podane wyżej zależności (3) i (4) prognozujące moc cieplną rozważanej chłodnicy powietrza w miejscu jej zabudowy, czyli dla określonych warunków klimatycznych w wyrobisku oraz dla określonych parametrów wody chłodzącej skraplacz. Dla tak wyznaczonych mocy cieplnych parownika chłodziarki, (tab. 2), poszukiwane wartości temperatury t 3 i wilgotności właściwej x 3 powietrza na jego wylocie wylicza się rozwiązując układ równań (12). Za (Filek, Nowak 1994) układ ten, dla nienasyconego powietrza na wylocie parownika, co potwierdzają podane w tab. 1 wyniki pomiarów in situ, przyjmuje postać (12) gdzie: b f współczynnik bocznikowania chłodnicy powietrza, W chłodziarce TS-300 można go opisać prostą regresji (Łuska 2006): (13) C pw ciepło właściwe pary wodnej przy stałym ciśnieniu, kj/(kg K), r p utajone ciepło parowania wody, kj/kg, t 3 temperatura powietrza po zmieszaniu na wylocie z parownika, C, t c temperatura umownej schłodzonej części strumienia powietrza w parowniku, C. Określa się ją z układu równań (15),

61 Nr 4 PRZEGLĄD GÓRNICZY 59 Tabela. 1. Chłodziarka TS-300 wyniki pomiarów Table 1. Refrigerator TS-300 measurement results Temperatura zmierzona termometrem Parametry powietrza na wlocie do wentylatora Parametry powietrza na wylocie z parownika Strumień objętości Bezwzględne ciśnienie Temperatura zmierzona termometrem Parametry wody na wlocie do skraplacza Temperatura Strumień objętości Wariant pomiarowy suchym wilgotnym suchym wilgotnym s1 m1 s3 m3 t, C t, C t, C t, C Q p, m 3 /min b, Pa t w1, C Q w, m 3 /h 1 28,4 25,6 419, ,0 18,4 18,0 23,8 36, ,6 25,6 419, ,0 18,4 18,0 23,8 36, ,6 25,6 419, ,0 18,4 18,2 23,7 34, ,8 25,6 419, ,0 18,4 18,0 23,8 34, ,8 26,4 419, ,0 19,4 19,2 23,9 36, ,8 26,4 419, ,0 19,2 19,0 23,8 37, ,0 26,6 419, ,0 19,4 19,2 23,7 34, ,2 25,6 419, ,0 18,4 18,2 23,7 34, ,2 25,6 419, ,0 18,4 18,0 24,0 33, ,4 26,8 419, ,0 19,6 19,4 23,7 34,46 Tabela 2. Porównanie wyznaczonych z pomiarów i obliczeń parametrów powietrza na wlocie do parownika chłodziarki TS-300 oraz jego mocy cieplnej. Odchyłki bezwzględne Table 2. Comparison of measured and calculated parameters of air at the inlet of the evaporator of TS-300 refrigerator and its thermal power. Absolute deviations Temperatura zmierzona termometrem suchym na wlocie do parownika t s2, C Wilgotność względna powietrza na wlocie do parownika φ 2, % Przyrost temperatury powietrza w wyniku pracy wentylatora Δt, C Obliczona temperatura powietrza na wlocie do parownika t s2, C Obliczona wilgotność względna powietrza na wlocie do parownika φ 2, % Odchyłka bezwzględna temperatury powietrza na wlocie do parownika Δt s2, C Odchyłka bezwzględna wilgotności względnej powietrza na wlocie do parownika Δφ 2, % Moc cieplna parownika N p, kw Obliczona moc cieplna parownika N LZ, kw N KZ, kw Odchyłka bezwzględna mocy cieplnej parownika ΔN LZ, kw ΔN KZ, kw Wariant pomiarowy 1 33,7 58,8 4,9 33,3 59,5 0,4-0,7 268,3 260,7 262,9 7,6 5,4 2 33,7 58,5 4,9 33,5 58,6 0,2-0,1 266,3 259,8 261,9 6,5 4,4 3 33,3 59,8 4,9 33,5 58,6-0,2 1,2 257,6 256,9 258,9 0,7-1,3 4 33,5 58,9 4,9 33,7 57,6-0,2 1,3 262,4 257,6 259,7 4,8 2,7 5 33,4 63,4 4,9 33,7 61,9-0,3 1,5 258,0 262,9 264,6-4,9-6,6 6 33,4 63,4 4,9 33,7 61,9-0,3 1,5 263,2 263,4 265,2-0,2-2,0 7 33,6 63,5 4,9 33,9 62,0-0,3 1,5 264,7 259,3 260,8 5,4 3,9 8 33,7 57,6 4,9 34,1 55,8-0,4 1,8 255,2 256,4 258,4-1,2-3,2 9 33,8 57,3 4,9 34,1 55,8-0,3 1,5 261,2 254,7 256,4 6,5 4, ,8 63,3 4,9 34,3 61,1-0,5 2,2 264,2 259,9 261,3 4,3 2,9

62 60 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 x 2 wilgotność właściwa powietrza na wlocie do parownika równa wilgotności właściwej powietrza x 1 na wlocie do wentylatora, kg/kg p.s. (kg pary wodnej/kg powietrza suchego). Wyznaczyć ją można z poniższej zależności x 3 wilgotność właściwa powietrza po zmieszaniu na wylocie z parownika, kg/kg p.s. x c wilgotność właściwa umownej chłodzonej części powietrza w parowniku, kg/kg p.s. Określa się ją z układu równań (15). (14) gdzie: (15) Niewyjaśnione dotychczas symbole oznaczają: C ww ciepło właściwe wody, kj/(kg K), N moc cieplna parownika, kw, p wn (t c ) ciśnienie cząstkowe pary wodnej w stanie nasycenia w temperaturze t c, Pa, Q m strumień masy powietrza suchego na wlocie do parownika, kg/s. Korzystając z podanych wyżej równań (3)-(15), wykonano obliczenia temperatury i wilgotności właściwej powietrza opuszczającego parownik chłodziarki TS-300. Obliczenia te przeprowadzono zarówno dla mocy parownika N=N LZ, jak i dla N=N KZ. Otrzymane rezultaty porównano z wynikami pomiarów obliczając, analogicznie jak w rozdziale 2, bezwzględne odchyłki. Wyniki obliczeń wymienionych wielkości podano w tab. 3. Indeksami L i K oznaczono w niej parametry obliczone odpowiednio na podstawie liniowego oraz krzywoliniowego równania mocy chłodniczej parownika. Analizując podane w tab. 3 rezultaty obliczeń, można stwierdzić, że średnia wartość temperatury powietrza opuszczającego chłodnicę wyliczona dla 10 pomiarów wynosi 18,8 C, przy średnich prognozowanych na podstawie liniowych i krzywoliniowych funkcji mocy cieplnej chłodnicy, wynoszących odpowiednio 18,92 C i 18,85 C. Średnie odchyłki bezwzględne dla obu metod prognozowania temperatury powietrza wynoszą odpowiednio 0,16 C i 0,14 C. Maksymalna różnica między wartością zmierzoną a obliczoną jest równa -0,5 C w analizie liniowej oraz -0,4 C w analizie krzywoliniowej. Obliczona z pomiarów średnia wartość wilgotności właściwej powietrza na wylocie z parownika rozważnej chłodziarki jest równa średnim wartościom prognozowanych wilgotności wynoszących 12,2 g/kg p.s., przy czym średnia bezwzględna odchyłka prognozowanej wilgotności właściwej powietrza wynosi 0,12 g/kg p.s. dla modelu liniowego oraz 0,11 g/kg p.s. dla modelu krzywoliniowego. Średnie odchyłki względne zarówno temperatury, jak i wilgotności właściwej na wylocie parownika nie przekraczają 1,0%. Analogicznie jak w poprzednim rozdziale, dokonano oceny statystycznej istotności obliczonych odchyłek prognozowanych temperatur i wilgotności właściwych powietrza opuszczającego chłodnicę. Stwierdzono nieistotność odchyłek z prawdopodobieństwem p=0,067 dla prognozowanych temperatur oraz p=0,129 dla prognozowanych wilgotności właściwych, obliczanych przy wykorzystaniu liniowego równania regresji mocy cieplnej parownika. Ta nieistotność odchyłek, ale z prawdopodobieństwem odpowiednio równym p=0,45 dla prognozowanych temperatur powietrza i p=0,744 dla wilgotności właściwych dotyczy także obliczeń wykorzystujących nieliniowe równanie regresji mocy cieplnej parownika. Można zatem stwierdzić, że przedstawiona w artykule procedura pozwala prognozować, z wystarczającą dla praktyki górniczej dokładnością, temperaturę i wilgotność schłodzonego chłodziarką TS-300 powietrza. 4. Podsumowanie Moc cieplna parownika chłodziarki bezpośredniego działania jest ściśle zależna od parametrów termodynamicznych chłodzonego powietrza, a w głównej mierze od jego entalpii. Dlatego, mimo wystarczającego odbioru ciepła przez jej skraplacz, moc cieplna chłodnicy może się różnić od wartości nominalnej podanej przez producenta. W artykule podano modele matematyczne pozwalające nie tylko określać moc cieplną chłodnicy chłodziarki TS-300, lecz także prognozować temperaturę i wilgotność powietrza na wylocie jej parownika, pracującej w konkretnych warunkach cieplno-wilgotnościowych. W podanych w niniejszej pracy obliczeniach prognostycznych, ich odchyłki od wartości zmierzonych są stosunkowo małe. Pozwala to wnioskować o poprawności wykorzystywanych modeli matematycznych. Najbardziej dogodną, pod względem praktycznym, formą opisu pracy parownika chłodziarki TS-300 jest model liniowy (3). Równanie (4), mimo bardziej skomplikowanej postaci, pozwala także poprawnie prognozować temperaturę i wilgotność schłodzonego powietrza rozważaną chłodziarką. Przedstawiona metoda prognozy parametrów schłodzonego powietrza może być wykorzystana przez służby wentylacyjne kopalń oraz firmy serwisujące chłodziarki TS-300 do diagnozowania poprawności ich działania. Jest ona także dobrym narzędziem oceniającym efektywność chłodzenia nimi powietrza. Literatura FILEK K., NOWAK B Przepływ powietrza kopalnianego przez chłodnicę z uwzględnieniem możliwości wykraplania się wody. Archives of Minig Scieces vol. 39, iss. 4, Kraków, s ŁUCZAK R Metoda oceny efektywności pracy górniczych chłodziarek bezpośredniego działania na przykładzie typoszeregu TS. Rozprawa doktorska. Praca niepublikowana. ŁUSKA P Prognoza parametrów powietrza schładzanego górniczą chłodziarką powietrza z ekologicznym czynnikiem chłodniczym. Rozprawa doktorska, AGH, Kraków. Praca niepublikowana.

63 Nr 4 PRZEGLĄD GÓRNICZY 61 Tabela 3. Porównanie wyznaczonej z pomiarów i obliczeń prognozowanej temperatury i wilgotności właściwej powietrza na wylocie z parownika chłodziarki TS-300. Odchyłki bezwzględne Table 3. Comparison of measured and calculated forecasting temperature and specific humidity of air at the outlet of the evaporator of TS-300 refrigerator. Absolute deviations Odchyłka bezwzględna wilgotności właściwej powietrza na wylocie z parownika Obliczona wilgotność właściwa powietrza na wylocie z parownika Zmierzona wilgotność właściwa powietrza na wylocie z parownika Odchyłka bezwzględna temperatury powietrza na wylocie z parownika Obliczona temperatura powietrza na wylocie z parownika Zmierzona temperatura powietrza na wylocie z parownika Lp. Δx 3K, kg/kg p.s. Δx 3L, kg/kg p.s. x 3K, kg/kg p.s. x 3L, kg/kg p.s. x3, kg/kg p.s. t 3, C t 3L, C t 3K, C Δt 3L, C Δt 3K, C 1 18,4 18,3 18,2 0,1 0,2 0,0117 0,0118 0,0118-0,0001-0, ,4 18,4 18,3 0,0 0,1 0,0117 0,0119 0,0118-0,0002-0, ,4 18,5 18,4-0,1 0,0 0,0120 0,0119 0,0119 0,0001 0, ,4 18,5 18,4-0,1 0,0 0,0117 0,0119 0,0119-0,0002-0, ,4 19,4 19,3 0,0 0,1 0,0128 0,0126 0,0126 0,0002 0, ,2 19,3 19,3-0,1-0,1 0,0126 0,0126 0,0125 0,0000 0, ,4 19,8 19,7-0,4-0,3 0,0128 0,0129 0,0129-0,0001-0, ,4 18,5 18,4-0,1 0,0 0,0120 0,0119 0,0119 0,0001 0, ,4 18,6 18,5-0,2-0,1 0,0117 0,0120 0,0119-0,0003-0, ,6 20,1 20,0-0,5-0,4 0,0129 0,0131 0,0131-0,0002-0,0002 MARKEFKA P., STEFANOWICZ T Wentylacyjne sposoby i środki zapobiegania nadmiernym przyrostom temperatury powietrza w drążonych wyrobiskach korytarzowych. Budownictwo Węglowe Projekty-Problemy nr 6, s NOWAK B., FILEK K., KUCZERA Z., ŁUCZAK R., PTASZYŃSKI B., ŻYCZKOWSKI P Use of statistical methods to the work of local air cooling systems in excavations. Archives of Mining Science, vol.55, iss. 4, Kraków, NOWAK B., ŁUCZAK R Thermal power of the TS-300B refrigerator in the aspects of statistical research. Archives of Mining Sciences, Archives of Mining Science, vol. 60, iss. 3, Kraków, s NOWAK B., ŁUCZAK R., ŻYCZKOWSKI P Temperatura i wilgotność powietrza ochłodzonego za pomocą chłodziarki sprężarkowej TS-300. Ciepłownictwo, Ogrzewnictwo, Wentylacja. Wydawnictwo SIGMA-NOT. Warszawa, s Wentylatory. Materiały firmy Stalkowent Artykuł wpłynął do redakcji grudzień 2016 Artykuł akceptowano do druku

64 62 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Eksploatacja kruszyw żwirowo-piaskowych spod wody porównanie technologii. Część 1 Exploitation of sand and gravel aggregates from under the water comparison of technologies. Part 1 Dr inż. Claudia Lieske* ) prof. dr. hab. inż. Wiesław Kozioł** ) mgr inż. Adrian Borcz*** ) Treść: W artykule zaprezentowano podział technologii eksploatacji kruszyw żwirowo-piaskowych ze szczególnym zwróceniem uwagi na wydobycie spod wody, które w przeciągu ostatnich 40 lat zwiększyło swój udział o ponad 20%. Wynika to głównie z uwarunkowań złożowych związanych ze wzrostem głębokości eksploatacji. Przedstawiono porównanie wybranych technologii wydobycia. Do analizy wykorzystano dane przemysłowe z kopalń polskich i niemieckich. Dla przykładowego złoża zaprezentowano analizę kosztów wydobycia kruszyw żwirowo-piaskowych za pomocą zgarniarki linowej i pogłębiarki ssącej, a następnie podano porównanie wielkości wydobycia i jednostkowych kosztów eksploatacji dla czterech typów złóż i ośmiu sposobów wydobycia (po dwa dla każdego typu złoża). Uzyskane wyniki powinny być przydatne do oceny i wyboru właściwych technologii wydobycia kruszyw żwirowo-piaskowych spod wody. Abstract: This paper presents the division of exploitation technologies of sand and gravel aggregates, with particular attention to mining from under the water, which in the past 40 years has increased its share by more than 20%. This is mainly due to the depositional conditions related to increase in the depth of exploitation. The paper also presents a comparison of selected technologies of aggregates extraction from under the water. For the analysis, data from Polish and German mines were used. Basing on a sample deposit, an analysis of the costs of sand and gravel aggregates extraction were presented, where a dragline scraper and suction dredger were used, and then a comparison of production and unit operating costs for four types of deposits and eight methods of extraction (two for each type of deposit) was performed. The obtained results should be useful for the evaluation and selection of appropriate production technology of sand and gravel aggregates exploited from under the water. Słowa kluczowe: eksploatacja odkrywkowa, kruszywa naturalne, eksploatacja spod wody, koszty wydobycia Key words: surface mining, natural aggregates, exploitation from under the water, extraction costs 1. Wstęp Kruszywa naturalne (żwirowo-piaskowe i łamane) są największą grupą zużywanych w świecie surowców mineralnych. Pod względem wielkości wydobycia stanowią najliczniejszą grupę kopalin. Szacunkowe dane ze względu na brak dokładnych informacji m.in. z Chin podają wydobycie ok. 40 mld Mg/rok. Głównym kierunkiem zastosowania kruszyw naturalnych jest budownictwo kubaturowe i drogowe, energetyka, przemysł szklarski, odlewnictwo, chemia, rolnictwo itd. Ostatnio wzrastające znaczenie ma zastosowanie odpowiedniej jakości * ) OGE, Republika Federalna Niemiec ** ) Instytut Mechanizacji Budownictwa i Górnictwa Skalnego, Warszawa *** ) Akademia Górniczo Hutnicza, Kraków drobnych kruszyw w elektronice, w górnictwie (wydobycie metodą szczelinowania hydraulicznego węglowodorów) oraz do budowy obiektów sportowych i rekreacyjnych (np. pól golfowych). Ze względu na nieprzydatność lub ograniczoną przydatność niektórych kruszyw żwirowo-piaskowych (piaski pustynne, morskie, rzeczne itp.) w niektórych krajach lub regionach kruszywa są surowcem deficytowym, a ich ceny przekraczają ceny surowców energetycznych. W Polsce w okresie ostatnich 25 lat odnotowano około czterokrotny wzrost wydobycia kruszyw z 63,0 w roku 1991 do 232,0 mln Mg/rok w roku 2015 r. Rekordową wielkość wydobycia osiągnięto w 2011 r. 333,0 mln Mg/rok (Kozioł i in. 2014, 2015b). W produkcji kruszyw naturalnych w Polsce zdecydowaną przewagę mają kruszywa żwirowo-piaskowe, które stanowią ok. 2/3 produkowanych kruszyw. W porównaniu do struktury

65 Nr 4 PRZEGLĄD GÓRNICZY 63 produkcji kruszyw w UE i w innych krajach europejskich struktura ta znacznie się różni. W krajach tych przewagę ma produkcja kruszyw łamanych. Wynika to oczywiście głównie z uwarunkowań złożowych. W pracy przedstawiono stosowane technologie wydobycia kruszyw żwirowo-piaskowych wraz z analizą kosztów wydobycia dla wybranych złóż i technologii. Główną uwagę zwrócono na wydajność i koszty eksploatacji. W drugiej części artykułu przeprowadzona będzie porównawcza analiza rentowności eksploatacji. 2. Technologie eksploatacji kruszyw żwirowo-piaskowych Do wydobycia kruszyw żwirowo-piaskowych stosowane są trzy podstawowe technologie wydobycia (Bęben, 2008): lądowa (sucha), spod wody (wodna), mieszana (lądowo-wodna). Zastosowanie jednej z tych technologii uzależnione jest głównie od usytuowania poziomu wodonośnego względem stropu i spągu złoża (tab. 1). Tabela 1. Typy eksploatacji kruszyw żwirowo-piaskowych (Kozioł i in., 2016) Table 1. Types of exploitation of sand and gravel aggregates (Kozioł et. al., 2016) Typ eksploatacji Lądowa (sucha) Spod lustra wody (wodna) Mieszana (lądowo-wodna) Rodzaj wyrobiska Stokowe Stokowo-wgłębne Wgłębne Wgłębne Stokowo-wgłębne Wgłębne Usytuowanie górnego poziomu wodonośnego względem złoża Poniżej spągu złoża lub spągu wyrobiska Powyżej stropu złoża (min. 1,5 m) Poniżej stropu i powyżej spągu złoża Eksploatacja lądowa najczęściej występuje w obszarze Polski Północnej i dotyczy złóż polodowcowych ze zlodowaceń północnopolskich. Produkcja odpowiedniej jakości kruszyw wymaga ich płukania, co wymaga dostarczenia odpowiedniej ilości wody przemysłowej. W złożach zawodnionych, eksploatowanych spod wody, zwierciadło wody utrzymywane jest co najmniej 1,5 m powyżej stropu złoża. Tego typu złoża najczęściej zalegają w południowej części kraju i związane są z obszarami koryt rzecznych. W wielu kopalniach stosowana bywa również eksploatacja mieszana, z urabianiem górnego poziomu z lądu, a poziomu dolnego spod lustra wody. Głębokość zalegania spągu złoża najczęściej nie przekracza 10 m poniżej lustra wody. Złoża te eksploatowane są wyrobiskami wgłębnymi lub stokowo- -wgłębnymi. W eksploatacji spod wody w zależności od głębokości zalegania złoża stosuje się urabianie koparkami z lądu (przy płytkiej eksploatacji 5-10 m) lub urabianie pogłębiarkami pływającymi. Ze względu na postępującą eksploatację złóż zalegających na większych głębokościach i pod grubszym nadkładem, systematycznie wzrasta udział wydobycia kruszyw spod lustra wody, który na przestrzeni ostatnich 40 lat przedstawiał się następująco: 1975 r. 54% (wydobywanych żwirów i piasków), 1985 r. 65%, 2015 r. ok. 75%. Specjalną technologią wydobycia kruszyw jest eksploatacja podmorska, w niektórych krajach stosowana na znaczną skalę (w Holandii mln Mg/rok). W Polsce w 2015 roku wydobycie z obszaru morskiego wyniosło ok. 0,5 mln Mg. Urabianie calizny skalnej spod wody, polega na pokonaniu sił spójności i praktycznie związane jest z zaczerpywaniem urobku do organu roboczego pogłębiarki lub innej maszyny wydobywczej i wynoszeniu urobku ku powierzchni wody. Urabianie spod wody odbywa się w wyniku procesu mechanicznego (skrawanie, udar, wibracja), hydraulicznego lub pneumatycznego, grawitacyjnego i ewentualnie podwodnych eksplozji za pomocą materiałów wybuchowych, co bywa stosowane bardzo rzadko. Łącząc proces urabiania z transportem pionowym i poziomym urobku (po wodzie i na lądzie) uzyskuje się różne warianty funkcjonalnych układów technologicznych. W tab. 2 zestawiono podstawowe sposoby urabiania i wydobycia piasków i żwirów spod wody. Technologie te scharakteryzowane były miedzy innymi w pracach (Kozioł i in., 2011, Kozioł i in., 2016), niektóre z nich będą przedmiotem dalszej analizy. 3. Porównanie wybranych technologii wydobycia 3.1. Analizowane typy złóż i technologie wydobycia Elementem wyjściowym zaprezentowanej analizy jest ogólna charakterystyka warunków złożowych oraz zastosowanych do ich eksploatacji maszyn. W ramach pracy (Jacaszek 2015) badaniami objęto cztery rodzaje złóż kruszyw żwirowo-piaskowych eksploatowanych spod wody. W trakcie prowadzonych badań poszczególne kopalnie stosowały różne technologie wydobywcze, a podstawowa charakterystyka złóż wraz z zastosowanymi technologiami zawarta jest w tab. 3. Na podstawie tab. 3 stwierdzić można, że złoża pod względem zawartości frakcji piaskowej, poza złożem B, są niemal identyczne (PP ok. 65%). Pozostałe warunki złożowe są zróżnicowane. Wszystkie złoża eksploatowane są spod wody, do tego też dostosowane są proponowane technologie wydobycia. Ponadto możemy zauważyć, iż zastosowane technologie na ogół są różne. Jedynie pogłębiarka ssąca z systemem Jet powtarza się dla złóż A, C oraz D. Praktycznie ten sposób wydobycia kruszyw spod lustra wody stosowany jest obecnie najczęściej zarówno w kraju, jak i za granicą (Kozioł i in., 2011). Pierwszym etapem przy porównywaniu przedmiotowych technologii było bezpośrednie porównanie średnich wartości ich wydajności godzinowych oraz w skali roku. Roczna wydajność jest wartością obliczoną na podstawie liczby efektywnie przepracowanych godzin oraz średniej wydajności. Dla kopalń A, B i C przyjęto 1920 godzin efektywnej pracy w ciągu roku, przy założonym wydłużonym czasie pracy jednozmianowej w okresie letnim do 12 godzin. Kopalnia D pracowała w systemie trójzmianowym przez okres 9 miesięcy, a liczba przepracowanych przez pogłębiarkę godzin wyniosła Przykładowa analiza kosztów eksploatacji dla wybranych złóż i technologii wydobycia Opierając się na podstawowych danych technologicznych, dokonano analizy kosztów wydobycia. Uwzględnione zostały wyłącznie koszty bezpośrednie, ściśle powiązane z eksploatacją zastosowanej maszyny, wśród których wymienić możemy: zużycie energii elektrycznej, zużycie oleju napędowego, zużycie części zamiennych, koszty obsługi maszyn oraz serwisu i remontów.

66 64 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Tabela 2. Układy technologiczne stosowane do eksploatacji żwirów i piasków spod lustra wody (Kozioł i in., 2011) Table 2. Technological systems used in the exploitation of gravels and sands from under the water (Kozioł et. al., 2011) Sposób urabiania Mechaniczny Hydrauliczny Technika urabiania (maszyny i urządzenia) Koparki (pogłębiarki) łyżkowe podsiębierne Koparki (pogłębiarki) chwytakowe Koparki (pogłębiarki) zgarniakowe Zgarniarki (pogłębiarki) linowe Koparki (pogłębiarki) wielonaczyniowe Pogłębiarki ssące Pogłębiarki ssące z głowicą spulchniającą Pogłębiarki hydropneumatyczne Pogłębiarki (statki) Urabianie a z lądu b z wody Mieszany Pogłębiarki ssąco-frezujące b Po wodzie a ---- b Przenośnik taśmowy Barka, szalanda a ---- b Przenośnik taśmowy Barka, szalanda a ---- b Przenośnik taśmowy Barka, szalanda a ---- b Przenośnik taśmowy Barka, szalanda a ---- b b b b b Przenośnik taśmowy Barka, szalanda Rurociąg Przenośnik taśmowy Rurociąg Przenośnik taśmowy Rurociąg Przenośnik taśmowy Pogłębiarka (własne zbiorniki) Szalanda, barki Rurociąg Przenośnik taśmowy Transport urobku Na lądzie Samochody technologiczne Przenośnik taśmowy Samochody technologiczne Przenośnik taśmowy Przenośnik taśmowy Samochody technologiczne Samochody technologiczne Przenośnik taśmowy Samochody technologiczne Przenośnik taśmowy Samochody technologiczne Przenośnik taśmowy Samochody technologiczne Przenośnik taśmowy Samochody technologiczne Przenośnik taśmowy Przenośnik taśmowy Samochody technologiczne Przenośnik taśmowy Rurociąg Przenośnik taśmowy Rurociąg Przenośnik taśmowy Rurociąg Przenośnik taśmowy Samochody technologiczne Przenośnik taśmowy Rurociąg Przenośnik taśmowy Tabela 3. Zestawienie analizowanych złóż kruszyw żwirowo-piaskowych oraz technologii stosowanych do ich eksploatacji (Jacaszek 2015) Table 3. Summary of the analyzed deposits of sand and gravel aggregates and technologies used for their exploitation (Jacaszek 2015) Złoże A B C D Rodzaj złoża Złoże zawodnione o zmiennej miąższości i strukturze (sypka struktura), miąższość złoża: 3 20,4 m (śr. 7,3 m) PP* 60% Złoże zawodnione o zmiennej miąższości: 3,7 23,2 m (śr. 15,5 m), z zanieczyszczeniami gliniastymi, z zalegającymi warstwami zbitej gliny, PP 47% Złoże z domieszką zbitych frakcji kruszywa, zawodnione, o zmiennym uziarnieniu, zailone, głębokość eksploatacji do 15 m, PP śr. 65% Złoże zawodnione z przewarstwieniami gliniastymi, występujące sporadycznie otoczaki o średnicy do 220 mm, głębokość eksploatacji do 17,2 m, PP 65% *PP punkt piaskowy (%) Poszczególne koszty zostały oparte o dane za 2014 rok. Z racji tego, że dotyczą kopalń w Polsce i w Niemczech analizę przeprowadzono w walucie euro (EUR). Koszt energii obliczono na podstawie zużycia energii elektrycznej, przyjmując średni jednostkowy koszt energii 0,15 EUR/kWh (Jacaszek Technologia eksploatacji (podstawowa maszyna) Zgarniarka linowa Pogłębiarka ssąca z systemem Jet Pogłębiarka chwytakowa Pogłębiarka wieloczerpakowa Pogłębiarka ssąca z głowicą tnącą Pogłębiarka ssąca z systemem Jet Pogłębiarka ssąca z systemem Jet Pogłębiarka ssąca z kołem tnącym 2015). Podobnie obliczono koszt oleju napędowego. Zużycie i koszt części maszyn ustalono w oparciu o informacje uzyskane z analizowanych kopalń. Koszty obsługi obejmują liczbę osób potrzebnych do obsługi poszczególnych pogłębiarek. Aby pogłębiarka mogła pracować efektywnie 1920 godzin/rok, czas pracy

67 Nr 4 PRZEGLĄD GÓRNICZY 65 obsługi musi być powiększony do ok godzin. Zakłada się, że tylko ok. 80% czasu operatora i pogłębiarki jest efektywne, natomiast pozostałe 20% przeznaczone jest na niezbędne przerwy na przeglądy, konserwacje, remonty, prace przygotowawcze itp. Złoże A przykryte jest całkowicie wodą. Przed rozpoczęciem eksploatacji należało zdjąć zalegający nad nim nadkład. Jest to złoże piaskowo-żwirowe. Parametry złoża, w tym jego głębokość zalegania, wskazywały na możliwość wyboru do wydobycia zgarniarki linowej (rys. 1a) jako najbardziej odpowiedniego pod względem technicznym sposobu eksploatacji. Z uwagi na problemy wynikające z sypkości (drobnoziarnistości) materiału skalnego, w celu osiągnięcia odpowiedniej wydajności zgarniarka musiała wykonywać więcej cykli. Wynikają z tego zwiększone koszty (nieproduktywne zużycie energii, dłuższa praca operatora, zwiększone zużycie poszczególnych elementów zgarniarki). W efekcie przychody wynikające ze sprzedaży wydobytych przez nią kruszyw nie pokryły kosztów, dlatego też w dalszej eksploatacji została ona zastąpiona pogłębiarką ssącą z systemem Jet (rys. 1b). Inna zasada funkcjonowania tejże pogłębiarki zmieniła technologię wydobycia i przyczyniła się do zwiększenia wydajności. W tab. 4 i 5 zestawiono podstawowe parametry techniczne opisywanych powyżej technologii oraz bezpośrednie koszty wydobycia w oparciu o dane dotyczące eksploatacji złoża A. Efektem tych obliczeń są wartości jednostkowych kosztów technicznych wydobycia kruszyw ze złoża A, które kształtują się na zbliżonym poziomie (0,62 oraz 0,56 EUR/Mg). Stosunkowo nieduża różnica kosztów (9,6%) wskazuje, że zastosowanie zgarniarki linowej nie było złym rozwiązaniem. Należy jednak zwrócić uwagę na fakt, iż zgarniarka po wydłużeniu długości frontu pracy zaledwie o 20 m osiągnie granicę swoich technicznych możliwości (maksymalna odległość urabiania to 115 m). W przypadku przyjętej pogłębiarki ssącej wydłużenie frontu nawet o 400 m nie powoduje tego typu ograniczeń, ma wpływ jednak na zmniejszenie wydajności, z czego wyniknie wzrost kosztu jednostkowego wydobycia do poziomu 0,95 EUR/Mg przy wydajności 130 Mg/godz. (Jacaszek C., 2015). Aby uzyskać niższy jednostkowy koszt wydobycia, należałoby zmienić silnik na elektryczny. Zmiana rodzaju ze spalinowego na elektryczny umożliwia obniżenie kosztów energii o 20 30%. Podsumowując obliczenia, należy stwierdzić, że zastąpienie zgarniarki linowej pogłębiarką ssącą z systemem Jet na złożu A przyczyniło się do obniżenia jednostkowego kosztu wydobycia o ok. 9,6% i wzrostu wydajności o 90%. W przyszłości wraz z wydłużeniem się frontu eksploatacji celowe jest jednak rozważenie zastosowania napędu elektrycznego zamiast silnika Diesla. 4. Porównanie prognozowanej wydajności i kosztów eksploatacji dla wybranych czterech typów złóż Założeniem prowadzonej analizy było porównywanie różnych technologii indywidualnie stosowanych do urabiania czterech złóż. Elementami powtarzalnymi w rozważaniach było: wydobycie roczne i godzinowe oraz techniczny koszt jednostkowy eksploatacji. Wyniki odwołują się do rzeczywistych wskaźników pracy poszczególnych maszyn, gdyż oparte są na danych uzyskanych w większości z kopalń prowadzących wydobycie poszczególnych złóż. W tab. 6 zestawiono najważniejsze elementy analizy dla rozpatrywanych złóż, które częściowo zaprezentowano na rys. 2 i 3. Rys. 1. a) Zgarniarka linowa, b) pogłębiarka ssąca z systemem Jet, c) głowica spulchniająca pogłębiarki ssącej (Goleniewska, 2010, Kozioł, Machniak, 2011) Fig. 1. a) Dragline scraper, b) suction dredger with Jet system, c) suction drag head of suction dredger (Goleniewska, 2010, Kozioł, Machniak, 2011)

68 66 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Tabela 4. Koszty pracy zgarniarki linowej pracującej na złożu A (Jacaszek C., 2015) Table 4. Costs of dragline scraper operation on A deposit (Jacaszek C., 2015) Podstawowe dane Pojemność zgarniaka m 3 4 Średnia wydajność dla L = 100 m* m³/godz. 70 Średnia wydajność dla L = 100 m* Mg/godz. 115,70 Wydobycie roczne Mg/rok Czas pracy zgarniarki godz./rok Czas pracy obsługi godz./rok Koszt energii elektrycznej EUR/kWh 0,15 Koszty pracy operatora wraz z narzutami EUR/godz. 37 Obliczanie kosztów Koszt obsługi (rocznie) 37 x = Zużycie energii elektrycznej silnik główny (80 kw) 80 x 0,15 x = Zużycie energii elektrycznej (sito wibracyjne, podajnik, przenośnik taśmowy) 25 kw 25 x 0,15 x = Koszt utrzymania maszyny 25 Euro/tydzień x 52 tygodnie = Koszty zużycia lin: 2 liny ciągnące 180 m/ 29 mm 1 lina powrotu 340 m/ 22 mm EUR 5 940, ,5 Pozostałe koszty Materiały, smary i oleje 960 Razem koszty EUR/rok ,5 Jednostkowy koszt wydobycia EUR/Mg 0,62 *L długość drogi zgarniania Tabela 5. Koszty pracy pogłębiarki ssącej z systemem Jet pracującej na złożu A (Jacaszek C., 2015) Table. 5. Costs of suction dredger with Jet system operation on A deposit (Jacaszek C., 2015) Podstawowe dane Moc silnika kw 275 Średnia wydajność Mg/godz. 220 Wydobycie roczne Mg/rok Czas pracy pogłębiarki godz./rok Czas pracy obsługi godz./rok Średnie zużycie oleju napędowego litrów/godz. 50 Koszt oleju napędowego EUR/litr 1,25 Koszty pracy operatora wraz z narzutami EUR/godz. 37 Obliczanie kosztów Koszt obsługi (rocznie) 37 x = Koszt paliwa 50 x 1,25 x = EUR Koszt obsługi silnika Inne koszty Koszty zużycia pompy: Szacunkowa ilość Mg wydobytego przez pompę surowca do jej zużycia (ok.) Mg Koszt pompy EUR Wydajność pompy na rok Mg 220 x = Zużycie pompy w skali roku % Koszt zużycia pompy EUR/rok 51,2 x = Razem koszty EUR/rok ,0 Jednostkowy koszt wydobycia EUR/Mg 0,56

69 Nr 4 PRZEGLĄD GÓRNICZY 67 Tabela 6. Zestawienie wyników analizy wydajności i kosztów eksploatacji rozpatrywanych czterech złóż (Jacaszek 2015) Table 6. Summary of results of analysis of the performance and operational costs for the presented four deposits (Jacaszek 2015) Złoże A B C D Zastosowana technologia Wydobycie roczne [Mg/rok] Wydajność godzinowa [Mg/godz.] Parametr Techniczny koszt eksploatacji [EUR/rok] Techniczny koszt jednostkowy [EUR/Mg] Zgarniarka linowa , ,5 0,62 Pogłębiarka ssąca z systemem Jet , ,0 0,56 Pogłębiarka chwytakowa , ,0 0,62 Pogłębiarka wieloczerpakowa , ,0 0,42 Pogłębiarka ssąca z głowicą tnącą , ,0 0,47 Pogłębiarka ssąca z systemem Jet , ,2 0,46 Pogłębiarka ssąca z systemem Jet , ,5 0,59 Pogłębiarka ssąca z kołem tnącym , ,0 0,50 Przy bezpośrednim zestawianiu wyróżnionych technologii należy zwrócić uwagę na fakt, iż zastosowane maszyny pracowały w zupełnie odmiennych warunkach geologiczno- -górniczych, zatem porównanie to jest pewnego rodzaju uproszczeniem. Z tabeli 6. wynika, iż zastosowanie alternatywnej technologii eksploatacji trzech złóż (A, B, D) przyczyniło się do zwiększenia wielkości wydobycia i zmniejszenia kosztów jednostkowych. Przy eksploatacji złoża C wydobycie utrzymało się na tym samym poziomie, a koszt jednostkowy uległ niewielkiemu zmniejszeniu, o ok. 2,0%. Najbardziej zauważalna zmiana nastąpiła przy pracy układu wydobywczego na złożu B, gdzie odnotowano wzrost wydobycia o 60%, natomiast koszt jednostkowy zmalał o 32%. Redukcja strat wydajności układów dla poszczególnych złóż związana była ze zmniejszeniem czasów przestojów przy zastosowaniu alternatywnych technologii ich eksploatacji. 5. Podsumowanie Kruszywa naturalne (żwirowo-piaskowe i łamane) są najliczniejszą grupą eksploatowanych w świecie surowców mineralnych. Znajdują zastosowanie w wielu branżach przemysłowych, lecz największym ich odbiorcą jest budownictwo. Odpowiednio uszlachetnione kruszywa stosuje się Rys. 2. Wielkość wydobycia analizowanych złóż kruszyw Fig. 2. The size of the extraction of the analyzed aggregates deposits

70 68 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Rys. 3. Jednostkowe techniczne koszty eksploatacji analizowanych złóż kruszyw Fig. 3. Unit technical operational costs of the analyzed aggregates deposits w przemyśle szklarskim, w odlewnictwie, do filtracji wód i ścieków, natomiast drobne piaski o wysokiej zawartości kwarcu stosowane są miedzy innymi w elektronice. Pomimo że kruszywa w większości krajów, w tym również w Polsce, zaliczane są do kopalin pospolitych, w niektórych krajach (głównie arabskich) lub regionach (USA, Indie, Chiny i in.) są surowcem deficytowym, a ich ceny przekraczają ceny surowców energetycznych. W Polsce, w odróżnieniu od wielu krajów europejskich, 2/3 produkowanych kruszyw stanowią kruszywa żwirowo- -piaskowe, co wynika głównie z warunków geologicznych. W większości złoża kruszyw są zawodnione i obecnie do ich wydobycia stosuje się eksploatację spod wody. Udział tej technologii od wielu lat ma tendencję wzrastającą w związku z wyczerpywaniem się zasobów złóż suchych i niestosowaniem ze względów ekonomicznych i ekologicznych odwadniania zawodnionych złóż żwirów i piasków. W zależności od warunków geologiczno-górniczych do eksploatacji stosowane są różne techniki i technologie wydobycia. Obecnie do najczęściej stosowanych należą (Bęben, Gawin 2011; Kozioł i in., 2011): pogłębiarki ssące z głowicami spulchniającymi (typu Jet), pogłębiarki chwytakowe, koparki łyżkowe lub zgarniakowe, zgarniarki linowe, pogłębiarki wieloczerpakowe. Dobór technologii urabiania złoża ma podstawowy wpływ na wielkość wydobycia, wydajność, wykorzystanie zasobów, koszty eksploatacji i produkcji kruszyw oraz oddziaływanie na środowisko. Z uwagi na dużą liczebność kopalń kruszyw (ponad 2500) w analizie przeprowadzono porównanie wybranych technologii eksploatacji dla różnych warunków złożowych (wybrano cztery typy złóż). Dla każdego typu złoża analizowano po dwie technologie, najbardziej odpowiednie dla danych warunków geologiczno-górniczych. Do obliczeń wykorzystano dane przemysłowe zarówno z kopalń polskich, jak i niemieckich. Spośród analizowanych 8 technologii wydobycia dla czterech złóż najwyższą wydajność i najwyższe wydobycie wykazano dla złoża C z zastosowaniem urabiania za pomocą pogłębiarek ssących, wyposażonych w głowice typu Jet lub koło tnące. Dla tej technologii obliczono również jedne z najniższych jednostkowych kosztów wydobycia (0,46 0,47 EUR/Mg). Jednak najniższe koszty wydobycia wykazano dla urabiania złoża za pomocą pogłębiarki wieloczerpakowej 0,42 EUR/Mg. Zaproponowana analiza zarówno kosztów wydobycia, jak i jednostkowych kosztów technicznych pracy pogłębiarek stanowi wyłącznie etap przy wyborze optymalnej technologii eksploatacji. Różnorodność warunków geologiczno-górniczych rozpatrywanych złóż kruszyw stawia jednak pewne ograniczenia do stosowania zaproponowanych technologii dla poszczególnych złóż. Przykładowo pogłębiarka ssąca, osiągająca lepsze rezultaty (jako alternatywna technologia) na złożach A oraz C, na złożu D nie sprawdziła się już tak dobrze. Wynika to z faktu wyeliminowania przestojów występujących przy pracy pogłębiarki, szczególnie w przypadku partii złóż o silnie zbitych warstwach żwiru i piasku, gdzie dochodzi do zatykania się głowicy, rury ssącej i pompy. W tych partiach pogłębiarka ssąca z kołem tnącym poradziła sobie znacznie lepiej, osiągając tym samym o ok. 18% niższy wskaźnik kosztów jednostkowych. Przedstawione w pracy wyniki analizy powinny być jednak przydatne do wstępnej oceny i wyboru najkorzystniejszych technologii wydobycia kruszyw żwirowo-piaskowych spod wody. Wykorzystując wyniki niniejszej analizy techniczno- -ekonomicznej, w następnej części pracy przedstawiona zostanie przykładowa analiza rentowności eksploatacji kruszyw żwirowo-piaskowych spod wody. Literatura BĘBEN A Maszyny i urządzenia do wydobywania kopalin pospolitych bez użycia materiałów wybuchowych, Wyd. AGH, Kraków. BĘBEN A., GAWIN Z Z refulowaniem na co dzień monitoring transportowanego urobku. Surowce i maszyny budowlane nr 5, s GOLENIEWSKA J Eksploatacja żwirów spod lustra wody na

71 Nr 4 PRZEGLĄD GÓRNICZY 69 przykładzie Katowickich Kopalni Kruszyw. Praca magisterska (niepublikowana), AGH, Kraków. JACASZEK C Metoda doboru technologii urabiania złóż żwirowo- -piaskowych spod wody. Praca doktorska (niepublikowana), AGH, Kraków. KOZIOŁ W., CIEPLIŃSKI A., MACHNIAK Ł., BORCZ A. 2015a - Kruszywa w budownictwie. Cz. 1, Kruszywa naturalne. Nowoczesne Budownictwo Inżynieryjne. R. 10, nr 4, s KOZIOŁ W., MACHNIAK Ł., CIEPLIŃSKI A., BORCZ A. 2015b - Produkcja i zużycie kruszyw naturalnych w Polsce aktualny stan i prognozy. Górnictwo Odkrywkowe. R. 56, nr 4, s KOZIOŁ W., CIEPLIŃSKI A., MACHNIAK Ł., JACASZEK C., BORCZ A Wydobycie i produkcja kruszyw naturalnych w Polsce i w Unii Europejskiej. Przegląd Górniczy nr 10, s KOZIOŁ W., MACHNIAK Ł., CIEPLIŃSKI A Technologie wydobycia kruszyw żwirowo-piaskowych spod wody. Przegląd Górniczy z KOZIOŁ W., MACHNIAK Ł., BORCZ A Górnictwo kruszyw w Polsce szanse i zagrożenia. Inżynieria Mineralna. R. 17, nr 2, s KOZIOŁ W., MACHNIAK Ł Podwodne kopanie. Rozwój technologii wydobycia kruszyw żwirowo-piaskowych spod wody. Surowce i Maszyny Budowlane nr 3. Artykuł wpłynął do redakcji listopad 2016 Artykuł akceptowano do druku NACZELNY REDAKTOR w zeszycie 1-2/2010 Przeglądu Górniczego, zwrócił się do kadr górniczych z zachętą do publikowania artykułów ukierunkowanych na wywołanie POLEMIKI DYSKUSJI. Trudnych problemów, które czekają na rzetelną, merytoryczną wymianę poglądów jest wiele! Od niej w znaczącej mierze zależy skuteczność praktyki i nauki górniczej w działaniach na rzecz bezpieczeństwa górniczego oraz postępu technicznego i ekonomicznej efektywności eksploatacji złóż. Od naszego wysiłku w poszukiwaniu najlepszych rozwiązań zależy przyszłość polskiego górnictwa!!!

72 70 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Ryzyko wynikające z oddziaływania eksploatacji górniczej na powierzchnię terenu Risk resulting from mining exploatation effects on the surface of the terrain dr inż. Olga Kaszowska* ) dr inż. Wiesław Mika* ) Treść: Przedmiotem rozważań jest ryzyko wynikające z oddziaływania podziemnej eksploatacji górniczej na powierzchnię terenu, które można nazwać ryzykiem szkód górniczych. Przedsiębiorcy, którzy prowadzą taką działalność muszą w planie finansowym ująć koszty naprawy szkód. Na etapie planowania eksploatacji górniczej te koszty można określić tylko w wyniku prognozy. Prognoza musi obejmować liczbę i rozmiary szkód oraz koszty ich naprawy. Przedsiębiorca podejmuje ryzyko spowodowane niedoszacowaniem tych wielkości. W artykule podjęto próbę odpowiedzi na pytanie, na czym polega to ryzyko. W tym celu scharakteryzowano naturę ryzyka, mechanizmy jego rozwoju oraz stosowane miary. Dla wprowadzenia pojęcia ryzyka do problematyki szkód górniczych przedstawiono skutki eksploatacji w elementach zagospodarowania powierzchni, takich jak: budynki zabudowy mieszkalnej, obiekty przemysłowe, sieci infrastruktury technicznej, uprawy rolne i leśne oraz środowisko przyrodnicze. Wyszczególniono czynniki decydujące o powstawaniu i rozmiarach szkód oraz o kosztach ich naprawy. Do tych czynników zaliczono, oprócz uwarunkowań technicznych, także uwarunkowania prawne, społeczne i ekonomiczne. Zwrócono również uwagę na to, że kopalnie nie prognozują kosztów naprawy szkód górniczych, tylko je planują. Wskazano przyczyny rozbieżności pomiędzy planowanymi a ponoszonymi kosztami napraw szkód górniczych. Abstract: The subject of discussion is the risk arising from the impact of underground mining exploitation on the surface of the terrain, which can be called a risk of mining damage. Entrepreneurs who conduct such mining activities must include the costs of repair of the damage in their financial plan. At the stage of planning the mining exploatation these costs can only be described as a result of the forecast. The forecast must include the number and size of damages as well as costs of their repair. An entrepreneur takes a risk related to underestimation of those figures. This paper attempts to answer the question what is the substance of this risk. To this end, the nature of this risk, its development mechanisms and measures used have been characterized. In order to introduce the concept of risk into the probematics of mining damage, effects of mining exploitation in the elements of the land surface, such as: buildings, industrial facilities, technical infrastructure networks, crops, forests and natural environment, have been presented. Factors determining formation and size of the mining damage as well as costs of repair have been specified. In addition to technical conditions, these factors include legal, social and economic conditions. Attention was also paid to the fact that mines do not forecast the costs of repair of mining damage, but plan them. Reasons for discrepancies between the planned and incurred costs of repair of mining damage have been pointed out. Słowa kluczowe: eksploatacja górnicza, obiekty budowlane, zagospodarowanie terenu, szkody górnicze, ryzyko Key words: mining exploatation, land use, mining damage, costs of repair, risk 1. Wstęp Ryzyko towarzyszy każdej działalności człowieka. Z pewnością jest nim też obarczone prowadzenie eksploatacji górniczej. W tym przypadku mamy do czynienia z bardzo wieloma rodzajami ryzyka. Przedmiotem rozważań jest ryzyko wynikające z oddziaływania eksploatacji górniczej na powierzchnię terenu. Można je nazwać ryzykiem powstania * ) Główny Instytut Górnictwa szkód górniczych. Jednak szkody towarzyszą każdej eksploatacji górniczej. Zatem, na czym polega to ryzyko? W artykule podjęto próbę odpowiedzi na to pytanie. Ze względu na zróżnicowanie rodzaju przekształceń powodowanych w środowisku przez eksploatacje różnych typów surowców mineralnych, analizę ryzyka szkód na powierzchni terenu ograniczono do podziemnej eksploatacji górniczej. Analizę przeprowadzono na przykładzie kopalń węgla kamiennego w Górnośląskim Zagłębiu Węglowym.

73 Nr 4 PRZEGLĄD GÓRNICZY 71 Ryzyko jest możliwością odchyleń od stanu oczekiwanego. Miarą ryzyka może być wariancja lub odchylenie standardowe. Im większa jest wariancja zmiennej, tym większe ryzyko. Gdy oceniane jest ryzyko eksploatacji związane z występowaniem szkód górniczych, to wartością oczekiwaną są przewidywane koszty naprawy, natomiast ryzyko polega na tym, że jest możliwe odchylenie od niej. Ryzyko wynika z braku możliwości dokładnego planowania, a tym bardziej prognozowania kosztów naprawy szkód górniczych. W artykule przeprowadzono analizę czynników decydujących o powstawaniu szkód górniczych i ich rozmiarach. Wskazano źródła błędów prognozy kosztów naprawy, poczynając od zmian w przebiegu eksploatacji, poprzez stochastyczny charakter przewidywanych wpływów na powierzchnię oraz wyników oceny odporności obiektów, aż do zmian cen materiałów i usług. Zwrócono również uwagę na rolę, jaką odgrywają w kształtowaniu się kosztów naprawy szkód górniczych przepisy prawa. Nie pominięto też świadomości społecznej jako czynnika o dużym znaczeniu dla badanego zagadnienia. 2. Pojęcie ryzyka 2.1. Ryzyko w praktyce i w nauce Ryzyko towarzyszy prawie każdej działalności człowieka. Tego słowa używamy powszechnie w następujących znaczeniach: ocena zagrożenia, możliwość wystąpienia zdarzenia nieprzewidzianego, możliwość, że coś się nie uda, odważenie się na niebezpieczeństwo porażki. Ryzyko jest pojęciem wieloznacznym i trudno o jego jedną ścisłą definicję. W encyklopedii powszechnej PWN wyjaśniono je jako prawdopodobieństwo zajścia szkody. Angielski ekonomista F. Knight (1967) określił mianem ryzyka zdarzenia, których potencjalne zaistnienie można wyrazić za pomocą prawdopodobieństwa matematycznego, statystycznego lub szacunkowego. R. Gallati (2003) zdefiniował ryzyko jako warunki, w których istnieje możliwość odchyleń od pożądanego i oczekiwanego rezultatu. L.P. Jennergren i R.L. Keeney wiążą ryzyko z poważnymi ujemnymi i bardzo rzadkimi efektami, a za jego miarę przyjmują prawdopodobieństwo ich wystąpienia, ale są też badacze, którzy uważają, że ryzyko można zdefiniować tylko poprzez zespół cech (Analiza ). Według P. Jedynaka i S. Szydło (1997) są to: źródło i przedmiot ryzyka, czyli powód, który czyni rozważania nad ryzykiem uzasadnionymi, możliwe następstwa ryzyka, czyli potencjalny charakter skutków podjętych decyzji oraz miary tych skutków, podjęcie ryzyka, czyli decyzja o realizacji zadań potrzebnych do uzyskania korzyści i minimalizacji strat, realizacja ryzyka, tj. wystąpienie przewidywanych bądź nieprzewidywanych skutków zdarzeń, możliwość manipulacji ryzykiem, czyli podatność przedmiotu ryzyka na stosowanie środków i metod sterujących zachodzącymi procesami w pożądanym kierunku. Istnieją dwa podejścia do ryzyka, zróżnicowane ze względu na jego efekty. Ryzyko jest w nich przedstawiane jako możliwość poniesienia szkody lub straty - ryzyko czyste, albo jako możliwość powstania zarówno strat, jak i zysków w stosunku do stanu aktualnego - ryzyko spekulacyjne (Tarczyński, Mojsiewicz 2001). W ostatnich latach coraz większą uwagę zwraca się na tak zwane ryzyko ekstremalne, występujące wówczas, gdy możliwe są zdarzenia, które są bardzo mało prawdopodobne i prowadzą do bardzo dużych strat Zarządzanie ryzykiem Zarządzanie ryzykiem jest dziedziną, która w końcu ubiegłego tysiąclecia nabrała bardzo szybkiego tempa rozwoju (Gątarek i in. 2001). Początkowo obszarem jej stosowania były ubezpieczenia, potem rozszerzono go o finanse, a w ostatnich latach zainteresowali się nią m.in. specjaliści z zakresu ochrony środowiska, meteorologii, hydrologii, sejsmologii, czy medycyny. Aktualnie można wyróżnić dwa podstawowe kierunki rozwoju: zarządzanie ryzykiem w instytucji finansowej oraz zarządzanie ryzykiem w przedsiębiorstwie. Zaczęto też analizować ryzyko w przypadku projektów i przedsięwzięć. Proces zarządzania ryzykiem składa się z reguły z kilku etapów (Jajuga 2004): identyfikacja ryzyka, pomiar ryzyka, wskazanie narzędzi zarządzania ryzykiem, wskazanie zagrożeń wynikających z nadmiernego ryzyka. 3. Ryzyko związane z występowaniem szkód górniczych Z charakterystyki pojęć ryzyko i zarządzanie ryzykiem wynika, że można, a właściwie nawet należy je wprowadzić do zagadnienia szkód górniczych. Choć obecnie w większości kopalń węgla kamiennego w Polsce wydaje się na naprawę szkód kwoty rzędu kilku milionów złotych rocznie, co stanowi zaledwie 2 4% ogółu kosztów przedsiębiorstwa, to w sytuacji, gdy zysk jest bardzo mały, mogą one zaważyć na ich rentowności. Zagadnienie ryzyka w planowaniu kosztów naprawy szkód górniczych nabiera szczególnej wagi, jeśli weźmie się pod uwagę, że możliwe jest ryzyko ekstremalne. Zdarza się, że przedsiębiorca musi przeznaczyć w takiej sytuacji na naprawę jednego obiektu kwotę wyższą niż roczne wydatki na naprawę wszystkich szkód. Wartość oczekiwana kosztów naprawy szkód górniczych jest kosztem prowadzenia działalności górniczej. Natomiast ryzyko polega na tym, że jest możliwe odchylenie od stanu oczekiwanego. Ryzyko wynika z braku możliwości dokładnego prognozowania kosztów naprawy szkód górniczych, czyli miarą ryzyka powinna być wariancja (błąd standardowy) prognozowanej wartości kosztów naprawy szkód górniczych. Należy zaznaczyć, że w przypadku szkód górniczych, ryzyko nie polega na powstaniu szkód górniczych, ale na powstaniu ich w większej liczbie, w większych rozmiarach, w obiektach bardziej nietypowych niż to prognozowano. Ryzyko czyste w tym zagadnieniu to niedoszacowanie kosztów naprawy szkód górniczych na etapie planowania eksploatacji. 4. Czynniki wpływające na koszty naprawy szkód górniczych 4.1. Uwagi ogólne Można powiedzieć, że wydobywanie surowców jest ryzykowne, bo prowadzi do zmian w środowisku, których koszt jest trudny do przewidzenia. Żeby takie zmiany przełożyły się na wymierną stratę dla przedsiębiorcy górniczego, musi zaistnieć cały ciąg zdarzeń. Taki proces zilustrowano diagramem (rys. 1). W tab. 1 zestawiono czynniki, które powodują, że przewidywanie kosztów naprawy szkód górniczych jest obarczone ryzykiem.

74 72 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Rys. 1. Ciąg zdarzeń prowadzących do poniesienia przez przedsiębiorcę kosztów naprawy szkód górniczych Fig. 1. Sequence of events leading to costs of repair of mining damage being incurred by an entrepreneur Źródło: opracowanie własne Tabela 1. Czynniki powodujące błąd przewidywanych kosztów naprawy szkód górniczych Table 1. Factors causing confusion in the anticipated costs of repair of mining damage Lp. Etapy Czynniki ryzyka zmienne warunki zalegania złoża zagrożenia naturalne 1 Prowadzenie eksploatacji górniczej awarie techniczne czynnik ludzki uwarunkowania zewnętrzne 2 Wpływ eksploatacji górniczej na powierzchnię terenu przybliżony charakter informacji o warunkach geologicznych braki danych o starych eksploatacjach górniczych stochastyczny charakter prognoz skutków eksploatacji górniczej na powierzchni terenu Zmiany w elementach zagospodarowania 3 niedokładność oceny odporności elementów zagospodarowania powierzchni możliwość niewykrycia szkody 4 Żądanie naprawy szkody zmiany systemu prawnego zmiany świadomości społecznej 5 Uznanie zasadności roszczeń zmiany systemu prawnego zmiany systemu prawnego nietypowość wyposażenia naprawianych obiektów 6 Naprawa szkody zmienność cen użytych do naprawy materiałów i wykonanych usług zmienność cen dóbr, których wytwarzanie zostało zakłócone 4.2. Eksploatacja górnicza i jej wpływ na powierzchnię terenu Z punktu widzenia oceny przyszłych kosztów naprawy szkód spowodowanych ruchem zakładu górniczego, z pewnością bardzo istotne są możliwości realizacji zaplanowanego przebiegu eksploatacji górniczej. O tym, że jest to bardzo trudne świadczą dane o zmianach do planów ruchów. Okazuje się, że każda kopalnia wprowadza ich w roku co najmniej kilka. Wynika to nie ze złego planowania, ale ze szczególnych warunków prowadzenia eksploatacji górniczej. Najczęstsze przyczyny tych zmian to: inne warunki zalegania złoża niż to wynikało z wcześniej przeprowadzonych robót rozpoznawczych, awarie techniczne, czynnik ludzki, np. błędy w prowadzeniu robót górniczych, wypadki i strajki, koniunktura na wydobywany surowiec.

75 Nr 4 PRZEGLĄD GÓRNICZY 73 Decydujące znaczenie dla form i rozmiarów zmian powodowanych na powierzchni przez podziemną eksploatację górniczą ma jej przebieg, parametry oraz położenie frontu eksploatacji. Oddziaływanie eksploatacji górniczej na powierzchnię może powodować: zmiany rzeźby terenu, w tym deformacje ciągłe i nieciągłe, zmiany warunków wodnych, polegające na zawodnieniu lub osuszeniu terenu, wstrząsy górotworu. Każdej eksploatacji górniczej towarzyszą ciągłe deformacje powierzchni, objawiające się powstaniem regularnej niecki obniżeniowej. Deformacje nieciągłe, czyli szczeliny, progi, zapadliska itp., a także pozostałe oddziaływania towarzyszą jedynie niektórym eksploatacjom. Na Górnym Śląsku w warunkach silnie zdrenowanego górotworu zmiany warunków wodnych są zjawiskiem coraz rzadszym. Z kolei wstrząsy górotworu są obserwowane coraz częściej. Wynika to ze schodzenia z robotami górniczymi na większe głębokości, zwiększenia koncentracji eksploatacji oraz ze zwiększenia postępu ścian i ich długości. Wielkość i charakter zmian spowodowanych oddziaływaniem eksploatacji górniczej na powierzchnię terenu zależą głównie od (Ochrona 1997): głębokości eksploatacji, wysokości wybranej przestrzeni, sposobu wypełnienia pustki poeksploatacyjnej, kształtu i wielkości wybranego pola, nachylenia pokładu, prędkości postępu frontu eksploatacyjnego, wzajemnego położenia pól eksploatacyjnych w kilku pokładach, budowy geologicznej nadległego górotworu, tektoniki górotworu, warunków hydrogeologicznych, stopnia naruszenia górotworu wcześniejszymi robotami górniczymi (głębokości tych wyrobisk, sposobu ich wypełnienia, stanu zachowania, położenia względem aktualnej eksploatacji). Powyższe wyliczenie pokazuje jak wiele jest czynników warunkujących możliwość powstania na powierzchni ziemi zmian oraz ich wielkość i charakter. Można zauważyć, że wiele z nich jest rozpoznawalnych w ograniczonym zakresie. Dotyczy to przede wszystkim warunków geologicznych. Stratygrafia, litologia, tektonika, stosunki wodne są badane w punktach. Określenie warunków pomiędzy nimi odbywa się w drodze interpolacji. Zatem są to dane przybliżone, obarczone większym lub mniejszym błędem. Stopień rozpoznania górotworu jest wynikiem kompromisu pomiędzy potrzebami górnictwa a kosztami prac badawczych. Jeszcze większym problemem bywa identyfikacja stopnia naruszenia górotworu wcześniejszymi robotami górniczymi. Dotyczy to głównie starych wyrobisk. Brak właściwego rozpoznania pustek poeksploatacyjnych jest niebezpieczny głównie dlatego, że najstarsze pustki są położone najpłycej, blisko powierzchni ziemi. Zatem mogą być przyczyną deformacji nieciągłych, powstających niezapowiedzianie i nagle. Dodatkową trudnością we właściwym rozpoznaniu, a więc i w wypracowaniu metod przewidywania skutków eksploatacji na powierzchni ziemi są wzajemne zależności pomiędzy procesami zachodzącymi w górotworze i na powierzchni. Dotyczy to zwłaszcza deformacji w powiązaniu ze zmianami warunków wodnych (Frolik i in. 1986, Ochrona 1997). Przykładowo, przerwanie ciągłości warstwy izolującej poziom wodonośny może spowodować wymywanie przez filtrującą wodę drobnych ziaren i cząstek ilastych spomiędzy grubszych ziaren gruntu (tzw. sufozja mechaniczna), co może z kolei prowadzić do deformacji powierzchni w formie obniżeń, zapadlisk, wyrw i lejów. Tego rodzaju oddziaływania są nazywane wpływami pośrednimi. W odróżnieniu od wpływów bezpośrednich (deformacji ciągłych i nieciągłych), które ujawniają się nad wybranym polem i w jego sąsiedztwie, mogą występować w znacznej odległości od eksploatacji. Podsumowując, można stwierdzić, że prognozowanie zmian na powierzchni ziemi jest trudne i obarczone ryzykiem ze względu na: mnogość czynników, które decydują o wielkości i formie oddziaływania eksploatacji górniczej, ograniczone możliwości rozpoznania wielu czynników, wzajemne powiązania procesów zachodzących w górotworze i na powierzchni Zmiany w elementach zagospodarowania powierzchni To, czy elementy zagospodarowania powierzchni ulegną, wskutek oddziaływania podziemnej eksploatacji górniczej, uszkodzeniu, zależy od ich odporności na te oddziaływania. Odporność poszczególnych elementów zagospodarowania powierzchni na wpływy eksploatacji jest bardzo zróżnicowana. Odporność obiektów budowlanych na wpływy eksploatacji górniczej (Ochrona ; Kawulok 2015) zależy przede wszystkim od ich konstrukcji, ustroju statycznego, cech podłoża gruntowego i aktualnego stanu technicznego. Na terenach górniczych dopuszcza się wystąpienie niewielkich uszkodzeń i przez odporność obiektu budowlanego na wpływy eksploatacji górniczej rozumie się zdolność obiektu do przejęcia tych wpływów przy zachowaniu bezpiecznego użytkowania zgodnie z przeznaczeniem i wystąpieniu co najwyżej małej uciążliwości użytkowania. Dla obiektów budowlanych szkodliwe są głównie deformacje powierzchni i wstrząsy górotworu. Odporność na deformacje ciągłe podłoża gruntowego nazywana jest odpornością statyczną, natomiast na wstrząsy górotworu odpornością dynamiczną. Największe doświadczenie w określaniu odporności na wpływy osiągnięto w przypadku budynków mieszkalnych o konstrukcji murowanej, które stanowią dominującą część zabudowy terenów górniczych. Odporność budynków tego typu na deformacje ciągłe podłoża gruntowego ocenia się metodami przybliżonymi i na podstawie szczegółowych ocen indywidualnych (Mika 2008; Mika, Kaszowska 2015), natomiast odporność na wstrząsy górnicze głównie przy zastosowaniu odpowiednio skonstruowanych skal (Muszyński 2008). Należy jednak podkreślić, że dokonywane oceny stanowią jedynie mniej lub bardziej dokładne oszacowanie rzeczywistej odporności budynków na wpływy eksploatacji (Kawulok 2015). Z badań wynika, że o potencjalnej szkodliwości oddziaływania eksploatacji górniczej na budynek decyduje ponad 90 czynników (Seidler i in. 1965). Ocena odporności na wpływy eksploatacji górniczej komplikuje się w przypadku obiektów przemysłowych. Wynika to ze znacznego zróżnicowania stosowanych rozwiązań konstrukcyjno-materiałowych i z konsekwencji ich uszkodzenia. O ile w przypadku budynku mieszkalnego niewielkie wychylenie będzie stanowić dyskomfort dla jego użytkowników, to w przypadku magazynu może znacznie utrudnić przemieszczanie i składowanie materiałów, produktów itp. Prowadzenie eksploatacji górniczej w rejonie terenów przemysłowych wiąże się z niebezpieczeństwem ograniczenia lub zatrzymania produkcji. Ponadto, może stanowić poważne zagrożenie dla środowiska i zdrowia ludzi. Przykładem może być uszkodzenie zbiorników z niebezpiecznymi substancjami. Stopień zagrożenia obiektów i urządzeń przemysłowych jest zazwyczaj przedmiotem indywidualnej oceny. W wielu przypadkach chroni się je filarami, w których eksploatację można prowadzić tylko pod szczególnymi warunkami.

76 74 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Odrębnym zagadnieniem jest oddziaływanie eksploatacji górniczej na infrastrukturę techniczną (Kalisz, Zięba, 2014) i komunikacyjną. Dla sieci gazowych szkodliwe są przede wszystkim poziome odkształcenia gruntu. Dla sieci kanalizacyjnych, torów kolejowych i dróg odkształcenia gruntu i nachylenia powierzchni terenu. Dla wszystkich obiektów tej grupy bardzo niebezpieczne są deformacje nieciągłe, a praktycznie nieszkodliwe wstrząsy górotworu. Tereny rolne i leśne są w zasadzie nieodporne tylko na zmiany warunków hydrologicznych. W małym stopniu zagrożeniem są dla nich deformacje nieciągłe i to głównie ze względu na pogorszenie warunków prowadzenia upraw i zbioru plonów. Zniszczenie roślinności może nastąpić zarówno w wyniku osuszenia, jak i zawodnienia gruntów. O tym, czy zmiana poziomu zwierciadła wody będzie szkodliwa decyduje system korzeniowy oraz wrażliwość rośliny na przesuszenie lub zalanie (tylko w przypadku zmian okresowych). Jak wielkie będą straty zależy od rodzaju upraw: czy są to rośliny jednoroczne, czy wieloletnie, jaki jest ich wiek, kiedy osiągają dojrzałość, jak długo plonują. Zniszczenie upraw wieloletnich, np. sadów, oznacza straty przez tyle lat przez ile przynosiłyby jeszcze pożytki. Powstaje też konieczność odbudowania nasadzeń. Dla lasów jednym z ważniejszych kryteriów będzie wiek roślin; jeśli drzewa mają wiek rębny, to możliwe jest ich wykorzystanie jeszcze przed uschnięciem, co znacząco zmniejsza straty. Na każdym z wymienionych wyżej terenów można wyróżnić obiekty specyficzne ze względu na ich odporność na wpływy eksploatacji górniczej. W ich przypadku niewielkie przekształcenia powodują niewspółmierne szkody. Można tu przytoczyć następujące przykłady: słabe wstrząsy mogą poważnie zakłócić przebieg medycznych zabiegów operacyjnych, szczególnie tych, które wymagają wielkiej precyzji (operacje oka, mózgu), deformacje powierzchni prowadzące do nawet niewielkich wyboczeń torów kolejowych mogą znacząco obniżyć bezpieczną prędkość pociągów, niewielkie odkształcenia rozciągające mogą doprowadzić do rozszczelnienia gazociągów, czego skutkiem może być wybuch, niewielkie odkształcenia powierzchni mogą unieruchomić suwnicę, nawet małe zmiany przewyższeń mogą powodować zmiany spływu wód powierzchniowych, co w niekorzystnych warunkach prowadzi do podtapiania terenu, nieznaczne, kilkucentymetrowe zmiany poziomu wód gruntowych względem powierzchni terenu będą przyczyną usychania drzew o płytkim systemie korzeniowym. Z powyższej charakterystyki wynika mnogość czynników, które mają wpływ na możliwości powstania szkód w obiektach na powierzchni terenu. Ogólnie są to: rodzaj zagospodarowania powierzchni, odporność elementów zagospodarowania na poszczególne formy oddziaływania eksploatacji górniczej, funkcja i znaczenie obiektów. Z dużą pewnością można określić rodzaj zagospodarowania powierzchni oraz funkcje i znaczenie obiektów, które znajdą się w zasięgu wpływów. Błędy mogą wynikać z innego niż przewidywany zasięgu wpływów eksploatacji górniczej na powierzchnię. W przypadku deformacji ciągłych, które w części brzeżnej są bardzo małe, może to mieć znaczenie wówczas, gdy dalekie zasięgi obejmą obiekty, w których nawet minimalne zmiany są szkodliwe. Problem powstaje również, gdy wystąpią wstrząsy, których zasięg może być nawet kilkukilometrowy. Ale największe ryzyko wynika z ujawniania się na powierzchni wpływów pośrednich. Złożoność tych zjawisk daje małe szanse na ich precyzyjne przewidywanie, a ich formy i rozmiary mogą być szczególnie niebezpieczne dla obiektów powierzchniowych. Błąd prognozy oddziaływania eksploatacji górniczej na powierzchnię w postaci niedoszacowania zasięgu skutkuje tym, że wpływy obejmą większą liczbę obiektów niż przewidywano. Źródłem ryzyka jest też brak możliwości określenia odporności obiektów jako wartości deterministycznych. Badania ich stanu oraz możliwych zachowań w warunkach, gdy zostaną poddane wpływom podziemnej eksploatacji górniczej, prowadzą do wyznaczenia odporności najbardziej prawdopodobnej Żądanie naprawienia szkody oraz uznanie roszczeń Zmiana, która powstała w środowisku w wyniku oddziaływania eksploatacji górniczej jest najczęściej szkodą. Żaden przepis obowiązującego prawa nie definiuje tego pojęcia. Przyjmuje się, że jest to każdy uszczerbek majątkowy w czyichś dobrach, za który prawo czyni kogoś odpowiedzialnym (Lipiński, Mikosz 2003). Dla powstania odpowiedzialności cywilnej konieczne jest wystąpienie trzech przesłanek (Lipiński, Mikosz 2003): zdarzenia, z którego zgodnie z obowiązującym systemem prawnym wynika czyjś obowiązek naprawienia szkody, powstania szkody, związku przyczynowego pomiędzy nimi. Odpowiedzialność za szkody wyrządzone ruchem zakładu górniczego jest regulowana przepisami kodeksu cywilnego (Ustawa 1964) oraz prawa górniczego i geologicznego (Ustawa 2011). Ogólne zasady zawiera kodeks cywilny, natomiast prawo górnicze i geologiczne wnosi rozwiązania szczególne w zakresie: wzajemnych relacji pomiędzy uprawnieniami przedsiębiorcy prowadzącego ruch zakładu górniczego oraz właściciela nieruchomości, przedawnienia roszczeń a także sposobu naprawienia szkody. W niniejszych rozważaniach istotne są następujące rozwiązania prawne, regulowane ustawą prawo geologiczne i górnicze, zawarte w Dziale VIII Odpowiedzialność za szkody: Naprawienie szkody powinno nastąpić przez przywrócenie stanu poprzedniego. Tym samym została wykluczona możliwość dokonywania wyboru sposobu naprawy przez poszkodowanego. Odstępstwo od restytucji naturalnej dopuszcza się tylko w przypadku, gdy jest ona niemożliwa, lub jej koszty rażąco przekraczałyby wielkość poniesionej szkody. Obowiązek naprawienia szkody obciąża przedsiębiorcę. Dopuszczalne jest, by poszkodowany przejął na siebie w całości lub w części obowiązek naprawienia szkody in natura na koszt przedsiębiorcy. Roszczenia przedawniają się z upływem 5 lat od dnia, w którym poszkodowany dowiedział się o szkodzie. Jeżeli nie można ustalić sprawcy szkody, odpowiada za nią przedsiębiorca, który w dniu jej ujawnienia ma prawo prowadzić działalność górniczą w obszarze górniczym, na którym wystąpiła szkoda. Przepisy kodeksu cywilnego, znajdujące zastosowanie w regulowaniu odpowiedzialności za szkody wyrządzone ruchem zakładu górniczego, to między innymi: Bieg przedawnienia rozpoczyna się od dnia, w którym poszkodowany dowiedział się o szkodzie i o osobie obowiązanej do jej naprawienia. W każdym przypadku roszczenie o naprawienie szkody przedawnia się z upływem 10 lat od dnia, w którym nastąpiło zdarzenie wyrządzające szkodę. W przypadku naprawiania szkody przez zapłatę odszkodowania, obejmuje ono straty, które poniósł poszkodowany, oraz korzyści, które mógłby osiągnąć, gdyby mu nie wyrządzono szkody.

77 Nr 4 PRZEGLĄD GÓRNICZY 75 Dla określenia zakresu odpowiedzialności przedsiębiorcy za szkody wyrządzone ruchem zakładu górniczego niezwykle istotne jest stwierdzenie, że przepisy ustawy prawo geologiczne i górnicze znajdują zastosowanie wyłącznie w zakresie praw odnoszących się do dóbr materialnych, nie obejmują natomiast praw na dobrach niematerialnych, takich jak np. życie, zdrowie i komfort użytkowania obiektu. W przypadku, gdy eksploatacja górnicza spowoduje zmiany w środowisku, to dla powstania obowiązku naprawienia szkody przez przedsiębiorcę, który ją prowadził, konieczne jest spełnienie następujących warunków: zmiana musi zostać stwierdzona, właściciel nieruchomości lub inny podmiot uprawniony musi ocenić tę zmianę jako niekorzystną, uprawniony musi podjąć przypuszczenie o przyczynach powstania szkody, uprawniony musi złożyć wniosek o naprawienie szkody do przedsiębiorcy prowadzącego ruch zakładu górniczego, w okresie nie dłuższym niż ustawowo określony termin przedawnienia, zasadność roszczeń poszkodowanego musi być uznana przez przedsiębiorcę, albo orzeczona przez sąd. Naprawa szkody jest możliwa pod warunkiem, że zostanie stwierdzona. Możliwości zaobserwowania zmian nie ma wówczas, gdy obiekt jest niewidoczny a szkoda nie daje, przynajmniej przez jakiś czas, dalszych konsekwencji. Przykładem mogą być zgniecenia i zmiany spadków rur kanalizacyjnych. Małe możliwości są też wówczas, gdy obiekt jest obserwowany sporadycznie. Takim przypadkiem mogą być deformacje nieciągłe na nieużytkach. Zmiana powstała na powierzchni terenu w wyniku oddziaływania eksploatacji górniczej nie musi być postrzegana jako szkodliwa. Z pewnością nie dotyczy to większości obiektów budowlanych, choć i tu mogą zdarzyć się zmiany nieszkodliwe, a nawet korzystne. Przykładem może być zwiększenie spadków rurociągów kanalizacyjnych. Jednak najczęściej pytanie o szkodliwość nasuwa się w przypadku przekształceń środowiska przyrodniczego. Przyczynkiem do takich rozważań mogą być niewątpliwe walory katowickiej Doliny Trzech Stawów, która powstała wskutek osiadania powierzchni nad eksploatacją górniczą. Jest to atrakcyjne miejsce rekreacji, a ze względu na krajobraz jeden z cenniejszych obszarów miasta (Trząski i in. 2006; Koundouri i in. 2008). Należy jednak zaznaczyć, że ocena szkodliwości zmian nie zawsze może wynikać tylko z odczuć właściciela nieruchomości. Musi również być zgodna z przepisami, w szczególności z miejscowym planem zagospodarowania przestrzennego. Zauważenie szkody i stwierdzenie konieczności jej naprawy nie obciążają jeszcze zakładu górniczego. By tak się stało poszkodowany musi powziąć przypuszczenie, że szkoda jest skutkiem oddziaływania eksploatacji górniczej i zażądać jej naprawienia. W dużej mierze zdolności do właściwego rozpoznania przyczyn zależą od doświadczeń lokalnych społeczności. Najłatwiejsze jest to wówczas, gdy wcześniej były już takie zdarzenia. Poszkodowany potrafi nie tylko powiązać zaistniałą zmianę z działalnością górniczą, ale i wie, w jaki sposób zażądać naprawienia szkody lub z łatwością może pozyskać takie informacje od sąsiadów (Sobula i in. 2005). Najczęściej związek przyczynowy pomiędzy eksploatacją górniczą a zaobserwowaną szkodą zostaje uznany przez przedsiębiorcę górniczego i wówczas dochodzi do zawarcia ugody z poszkodowanym. Sprawy sporne rozstrzygają sądy powszechne. O uznaniu zmiany w środowisku za szkodę oraz o powstaniu obowiązku jej naprawy przez przedsiębiorcę górniczego decydują przepisy. Zmiany przepisów, lub nowe orzecznictwo sądowe mogą skutkować wzrostem kosztów naprawy szkód. Dobrym przykładem są propozycje zasad rekompensowania uciążliwości użytkowania budynków nadmiernie wychylonych od pionu (Kawulok 2015). Gdyby przyjęto te zasady jako obowiązujące, rekompensaty za wychylenie trwałe wynosiłyby: przy wychyleniu 25 mm/m 20% wartości technicznej budynku, a przy wychyleniu 35 mm/m 50%. Przyjęcie progu uciążliwości użytkowania wychylonych budynków i sposobu obliczania rekompensaty jest dyskusyjne Naprawa szkody Sposób i zakres naprawy musi być zgodny z przepisami ustawy prawo geologiczne i górnicze oraz wielu innych, m.in. o ochronie gruntów rolnych i leśnych, czy też o ochronie zabytków i opiece nad zabytkami. Prawo geologiczne i górnicze uniemożliwia poszkodowanemu wybór sposobu naprawienia szkody. Powinno ono polegać na przywróceniu do stanu poprzedniego. Tylko gdy jest to niemożliwe lub koszty takiego przedsięwzięcia byłyby rażąco wysokie, dopuszczalna jest zapłata odszkodowania. Przepisy nie przewidują okoliczności, które pozwoliłyby na odstąpienie od restytucji naturalnej w przypadku szkody w gruntach rolnych i leśnych. Przywrócenie do stanu poprzedniego nie wyklucza możliwości zapłaty odszkodowania, które pozwoliłoby zrekompensować całość poniesionego uszczerbku majątkowego (Lipiński, Mikosz 2003). Celem wyrównania jest postawienie poszkodowanego w takiej samej sytuacji, w jakiej znajdował się przed szkodą (Uchwała Sądu Najwyższego III CZP 20/04 z dnia 12 maja 2004 r.). Rosnąca świadomość społeczna może prowadzić do egzekwowania praw należnych poszkodowanym w większym zakresie niż to było praktykowane wcześniej. W przypadku odszkodowania, poszkodowany może żądać by obejmowało ono zarówno poniesione straty, jak i utracone korzyści. Sposób i zakres naprawy szkody wynika z obowiązujących przepisów, ale jest też zależny od ich znajomości przez poszkodowanego oraz jego umiejętności i woli skorzystania z przysługujących mu praw (Kaszowska 2006, Sobula i in. 2005). Dla przedsiębiorcy, który prowadzi eksploatację górniczą, istotne jest przede wszystkim, jakie są koszty naprawy szkód spowodowanych tą działalnością. A koszty wynikają z liczby, rodzaju i wielkości naprawianych obiektów, rozmiarów uszkodzeń, sposobu i zakresu naprawy oraz z cen robót i materiałów budowlanych, prac rekultywacyjnych itp. W przypadku odszkodowań ich wysokość jest określana na podstawie wartości odtworzeniowej (np. gdy budynek jest przeznaczony do rozbiórki, bądź rynkowej (odszkodowanie za plony). 5. Planowane i ponoszone koszty naprawy szkód górniczych 5.1. Koszty prognozowane a planowane Ruch zakładu górniczego odbywa się na podstawie planu ruchu. Zgodnie z przepisami sporządza się go na okres od 2 do 6 lat, jednak nie dłuższy niż ważność koncesji (ustawa prawo górnicze i geologiczne). Plan ruchu zawiera projekt eksploatacji górniczej wraz z prognozą jej wpływu na środowisko. Natomiast nie ma informacji o przewidywanych kosztów naprawy szkód górniczych (Rozporządzenie 2012). Oznacza to, że opracowując plan ruchu, czyli planując eksploatację górniczą na kilka lat, nie szacuje się kosztów naprawy szkód górniczych spowodowanych tą eksploatacją. Ocenę szkodliwości stanowią jedynie liczby uszkodzonych

78 76 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 obiektów budowlanych i obiektów gospodarki wodnej oraz informacje o zalewiskach i podtopieniach gruntów. Prognozę, czy też raczej plan wydatków na naprawę szkód górniczych opracowuje się w zakładach górniczych pod koniec każdego roku na następny rok kalendarzowy. Koszty poniesione przez kopalnię w ciągu roku są z kolei przedmiotem sprawozdań z naprawy szkód górniczych. Plan wydatków na naprawę szkód górniczych nie jest źródłem informacji o poziomie ryzyka związanego z oddziaływaniem eksploatacji górniczej na powierzchnię. W planie uwzględnia się obiekty, których naprawa została już ustalona w formie ugody z poszkodowanym i koszt naprawy określono na podstawie oględzin i kosztorysu, a także rezerwę z tytułu ewentualnych prac dodatkowych, określaną na podstawie analizy kosztów napraw z lat poprzednich. Plan wydatków na naprawę szkód górniczych nie stanowi zatem prognozy kosztów z tego tytułu w związku z planowaną działalnością górniczą. Prognozę kosztów naprawy szkód górniczych powinno się wykonywać przed podjęciem. eksploatacji górniczej. Taka prognoza stanowi składnik kosztów jej prowadzenia. Dokonując oceny efektów ekonomicznych planowanego przedsięwzięcia należy ująć w nich koszty szkód górniczych, tak jak ujmuje się opłaty za wprowadzanie gazów lub pyłów do powietrza itp. Prognoza kosztów naprawy szkód powinna być wykonywana dla przedsięwzięcia, którym może być: budowa nowej kopalni, eksploatacja w nowym złożu lub w nowej partii złoża, eksploatacja w filarze ochronnym obiektów na powierzchni. Ocena trafności takich prognoz może być źródłem informacji o ryzyku szkód górniczych, polegającym na niedoszacowaniu lub przeszacowaniu kosztów ich usunięcia. Metoda prognozowania kosztów naprawy szkód górniczych w budynkach została opracowana w 2002 roku na podstawie danych statystycznych (Kaszowska 2002). W polskim górnictwie węgla kamiennego prognozy takich kosztów wykonuje się sporadycznie. Taka prognoza została opracowana w Głównym Instytucie Górnictwa dla projektowanej eksploatacji złoża Oświęcim-Polanka 1. Dotychczas ta działalność nie została podjęta, w związku z czym nie ma możliwości oceny jej trafności Przyczyny rozbieżności pomiędzy planowanymi a ponoszonymi kosztami Niniejszą analizę należałoby rozpocząć od sprecyzowania, czym są planowane koszty naprawy szkód górniczych, określane przez zakłady górnicze pod koniec każdego roku na kolejny rok. Nasuwa się przede wszystkim pytanie, czy to są koszty planowane, czy przewidywane? Różnica jest bardzo istotna ze względu na ocenę ryzyka wystąpienia odchylenia od stanu oczekiwanego. Z informacji pracowników kopalń, którzy zajmują się przygotowaniem planów i sprawozdań z naprawy szkód górniczych wynika, że w znacznej części naprawy są planowane. W szczególności dotyczy to takich przedsięwzięć, których koszt jest znaczny. Najczęściej od powstania takiej szkody do jej naprawy upływa kilka lat. Planowanie jest również konieczne w przypadkach, gdy kopalnia stara się o dotacje. Nie tylko dlatego, że okres oczekiwania na nie jest długi, ale i dlatego, że konieczne jest przedstawienie projektu prac naprawczych. Nieco inaczej wygląda określanie kosztów naprawy takich obiektów, których naprawa zazwyczaj nie jest droga, ale których jest dużo. Należą do nich przykładowo budynki mieszkalne. Wówczas część kosztów jest planowana. Tak dzieje się w przypadku, gdy szkoda już powstała, została zgłoszona i z reguły już podpisano ugodę z właścicielem obiektu, a przede wszystkim opracowano już kosztorys. Natomiast pozostała część kosztów jest przewidywana na podstawie doświadczeń z ubiegłych lat. O tym jak dużą część kosztów kopalnie mogą zaplanować świadczy czas, jaki dzieli naprawę szkody górniczej od jej zgłoszenia. Badania przeprowadzone wśród mieszkańców rejonów, w których od wielu dziesięcioleci ujawniają się wpływy eksploatacji górniczej wykazały, że tylko 4% szkód (zapewne najpoważniejszych) naprawianych było w czasie nie dłuższym niż 0,5 roku. Zdecydowana większość odpowiedzi zgrupowała się wokół następujących przedziałów czasowych: 14% 1 roku od zgłoszenia, 32% 2 lat, 11% 3 lat, 9% 4 lat. Czas dłuższy wskazało 10% osób, a pozostałe 20% to przypadki, w których szkód dotychczas nie naprawiono (Sobula i in. 2005). Planowy charakter kosztów naprawy szkód górniczych jest przyczyną tego, że część niewykorzystaną na naprawę jednych obiektów przeznacza się na naprawę innych. Dąży się do wykorzystania w całości kwoty ujętej na ten cel w budżecie na dany rok. Zdarza się, że naprawa, którą zaplanowano jest niemożliwa. Przyczyny mogą być różne: o przesunięcie terminu prosi właściciel, nie można znaleźć wykonawcy, lub zachodzą trudności techniczne. Czasami kopalnia, która jest zmuszona do przeprowadzenia niezaplanowanej naprawy (w trybie awaryjnym) zwraca się do właściciela obiektu ujętego w planie z propozycją przesunięcia remontu w czasie. Przyczyną różnic pomiędzy kwotami wydanymi a zaplanowanymi mogą też być ograniczenia środków z powodu złej sytuacji finansowej zakładu górniczego, lub nieuzyskanie dotacji. Często zachodzi konieczność modyfikacji zakresu remontów o szkody odkrywane w trakcie wykonywania prac. Nie bez znaczenia dla kosztów są też koniunkturalne zmiany cen robót i materiałów. 6. Wnioski 1. Koszty naprawy szkód górniczych są w kopalniach węgla kamiennego GZW w znacznej części planowane. W szczególności dotyczy to przedsięwzięć, których koszt jest znaczny oraz takich, które są dotowane. 2. Obiekty występujące na danym terenie masowo i naprawiane za stosunkowo niewielkie kwoty (np. budynki mieszkalne) są uwzględniane w rocznych planach naprawy szkód nie tylko po stwierdzeniu szkody. Część kosztów jest przewidywana na podstawie doświadczeń z ubiegłych lat. 3. Odstępstwa kosztów ponoszonych od kosztów zaplanowanych wynikają z: braku technicznych możliwości przeprowadzenia zaplanowanych napraw, lub przesunięcia terminu na życzenie poszkodowanego, konieczności przeprowadzania napraw w trybie awaryjnym, ograniczenia środków na naprawę z powodu złej sytuacji finansowej zakładu górniczego, nieuzyskania dotacji, konieczności modyfikacji zaplanowanego zakresu remontów na etapie wykonywania prac, zmian cen robót i materiałów. 4. W systemie planowania kosztów naprawy szkód górniczych na kopalniach węgla kamiennego znaczące odstępstwa od planu są spowodowane szkodami, których wystąpienie jest mało prawdopodobne, ale ich usunięcie

79 Nr 4 PRZEGLĄD GÓRNICZY 77 jest bardzo kosztowne i konieczne w trybie awaryjnym. 5. Prognozę kosztów naprawy szkód górniczych powinno się wykonywać przed podjęciem eksploatacji górniczej. Dokonując oceny efektów ekonomicznych planowanego przedsięwzięcia, należy ująć w nich koszty szkód górniczych, tak jak ujmuje się wszystkie inne opłaty za korzystanie ze środowiska. 6. Przedsięwzięciami, dla których powinno się prognozować koszty naprawy szkód są m.in.: budowa nowej kopalni, eksploatacja w nowym złożu lub w nowej partii złoża, eksploatacja w filarze ochronnym obiektów na powierzchni. 7. W praktyce prognozy kosztów naprawy szkód górniczych wykonywane są sporadycznie i nie ma możliwości oceny ich trafności. Literatura Analiza systemowa podstawy i metodologia Praca zbiorowa pod red. W. Findeisen, PWN. Warszawa FROLIK A., ROGOŻ M., STASZEWSKI B Zasady prognozowania zmian warunków wodnogruntowych i ich wpływ na podłoże obiektów budowlanych. PBZ Główny Instytut Górnictwa. GALLATI R Risk Management and Capital Adequacy. McGraw- Hill, New York, s GĄTAREK D. i inni 2001 Nowoczesne metody zarządzania rynkiem finansowym. WIG-Press, s. 79. JAJUGA K Zarządzanie ryzykiem w przedsiębiorstwie i instytucji finansowej metody ilościowe a wyzwania praktyki. Zeszyty Naukowe Uniwersytetu Szczecińskiego nr 394, s JEDYNAK P., SZYDŁO S Zarządzanie ryzykiem. Wydawnictwo Ossolineum, s KALISZ P., ZIĘBA M Impact of mining exploitation on pipelines. Acta Montanistica Slovaca. Rocnik 19, cislo 3, s KASZOWSKA O Metoda prognozowania kosztów usuwania szkód w budynkach na terenach górniczych. Prace Naukowe GIG Górnictwo i Środowisko nr 3. KASZOWSKA O Szkody górnicze w budynkach mieszkalnych w aspekcie społecznym i ekonomicznym. Materiały z konferencji naukowo-technicznej ZG SITG Ochrona środowiska na terenach górniczych, s KAWULOK M Szkody górnicze w budownictwie. Instytut Techniki Budowlanej. Warszawa. KNIGHT F Risk Unceratainty and Profit. New York. KOUNDOURI P., KOUNTOURIS Y., TRZĄSKI L Wspomaganie decyzji w zakresie regulacji systemu wodnego na terenach objętych działalnością górnictwa węgla kamiennego. W: Praca zbiorowa pod red. E. Drużyńskiej i E. Nahlik: Łagodzenie presji na środowisko wodne w zlewni Białej Przemszy. Monografia, seria Inżynieria Środowiska, nr 365, Politechnika Krakowska, s LIPIŃSKI A., MIKOSZ R Komentarz do ustawy prawo geologiczne i górnicze. Dom Wydawniczy ABC. Katowice. MIKA W Ocena odporności budynków na ciągłe deformacje powierzchni. Prace Naukowe GIG, z. 6, Bezpieczeństwo obiektów budowlanych na terenach górniczych, s MIKA W., KASZOWSKA O Kryteria dopuszczania eksploatacji górniczej pod terenami zabudowanymi. Przegląd Górniczy nr 3, s MUSZYŃSKI L Ocena odporności budynków na wpływ wstrząsów górniczych. Prace Naukowe GIG, z. 6, Bezpieczeństwo obiektów budowlanych na terenach górniczych, s Ochrona obiektów budowlanych na terenach górniczych Praca zbiorowa pod red. J. Kwiatek. Wydawnictwo Głównego Instytutu Górnictwa. Katowice Rozporządzenie Ministra Środowiska z dnia 16 lutego 2012 r. w sprawie planów ruchu zakładów górniczych. Dziennik Ustaw z 2012 r., Nr 0, poz SEIDLER A., OPALSKI J., PACUŁA M., SZYPUŁA H Sposoby przewidywania i określania uszkodzeń górniczych w budynkach. Państwowa Rada Górnictwa. Materiały z Prac Rady. Wydawnictwo Geologiczne. Warszawa. SOBULA W., MARTYKA J., NOWAK K Szkody górnicze w społecznym odbiorze mieszkańców Śląska. Materiały konferencyjne VIII Dni Miernictwa Górniczego i Ochrony Terenów Górniczych. Praca zbiorowa pod red. J. Kwiatek, Wydawnictwo Głównego Instytutu Górnictwa, s TARCZYŃSKI W., MOJSIEWICZ M Zarządzanie ryzykiem. Państwowe Wydawnictwo Ekonomiczne. Warszawa. TRZĄSKI L., CARUK M., BONDARUK J Górnictwo węgla kamiennego destruktor, ale i kreator wartości przyrodniczych. Prace Naukowe GIG Bezpieczeństwo obiektów budowlanych na terenach górniczych szkody górnicze, s Ustawa z dnia 23 kwietnia 1964 r. Kodeks cywilny. Dziennik Ustaw Nr 16, poz. 93 ze zm. Ustawa z dnia 9 czerwca 2011 r. Prawo geologiczne i górnicze. Dziennik Ustaw z 2011 r. Nr 163, poz. 981 z późn. zm. Artykuł wpłynął do redakcji luty 2017 Artykuł akceptowano do druku

80 78 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Zasady oceny odporności budynków na ciągłe deformacje terenu Rules for evaluation of buildings resistance to continuous deformation area Dr inż.wiesław Mika* ) Mgr inż. Leszek Chomacki** ) Dr inż. Leszek Słowik** ) Treść: Ocena możliwości i warunków przeprowadzenia podziemnej eksploatacji górniczej wymaga wcześniejszego określenia odporności obiektów zabudowy powierzchni nad planowanym polem eksploatacji górniczej. Artykuł dotyczy zasad oceny odporności istniejących budynków na ciągłe deformacje terenu. Omówiono kryteria oceny odporności budynków, stosowane metody oceny oraz ich wady i zalety. Doświadczenia z eksploatacji górniczej pod terenami zabudowanymi i zastrzeżenia dotyczące kryteriów jej dopuszczania wskazują na potrzebę zmiany stosowanych zasad oceny odporności budynków, a w szczególności na potrzebę wprowadzenia obligatoryjnych wymagań dotyczących doboru odpowiednich metod oceny odporności dla poszczególnych typów budynków, wykonywania ocen odporności wraz z podaniem niezbędnych prac i działań profilaktycznych, weryfikacji ocen odporności wykonywanych metodami przybliżonymi oraz kwalifikacji osób wykonujących inwentaryzacje i oceny odporności. W artykule przedstawiono propozycje zasad oceny odporności budynków, które uwzględniają te potrzeby. Abstract: Evaluation of the possibilities and conditions for carrying out underground mining exploitation requires a prior determination of the surface objects resistance over the planned field of mining exploitation. This paper concerns the evaluation rules for the resistance of existing buildings to continuous deformations of the area. We discuss the criteria for assessing the buildings resistance, implemented evaluation methods and their advantages and disadvantages. The experience of mining exploitation in built-up areas and reservations about the criteria for its approval indicate the need for changes in the current principles of buildings resistance assessment in particular the need to introduce mandatory requirements relating to the selection of appropriate resistance evaluation methods for various types of buildings, carry out resistance evaluation together with the necessary work and preventive activities, the verification of resistance evaluation made by approximate methods and qualifications of the personnel. The paper presents proposals for rules of buildings resistance assessment which include those needs. Słowa kluczowe: eksploatacja górnicza, uszkodzenia budynków, budownictwo na terenach górniczych, szkody górnicze, ocena odporności, bezpieczeństwo Key words: mining exploitation, damages of buildings, buildings on mining areas, mining damages, resistance evaluation, safety 1. Wprowadzenie Zgodnie z obowiązującymi wymaganiami prawnymi (Rozporządzenie 2012) przed podjęciem podziemnej eksploatacji górniczej należy zinwentaryzować obiekty budowlane zabudowy powierzchni i ocenić ich odporność na wpływy eksploatacji. Na podstawie dokonanych ocen określa się zakres niezbędnych prac i działań profilaktycznych, które mają na celu zapewnienie bezpieczeństwa użytkowania obiektów i zminimalizowanie skutków eksploatacji. Przez odporność obiektu budowlanego na wpływ ciągłych deformacji terenu (Kwiatek 2002) rozumie się, wyrażoną we właściwych dla rozpatrywanego przypadku wskaźnikach * ) Główny Instytut Górnictwa, Katowice * ) Instytut Techniki Budowlanej, Warszawa deformacji powierzchni (np. poziome odkształcenie, krzywizna, nachylenie), zdolność obiektu do przejęcia wpływu eksploatacji przy zachowaniu bezpiecznego użytkowania obiektu zgodnie z przeznaczeniem i wystąpieniu co najwyżej małej uciążliwości użytkowania. Odporność obiektów budowlanych określa się także w kategoriach odporności (Przybyła, Świądrowski 1968), które oznacza się cyframi arabskimi. Wartości kryterialne wskaźników deformacji charakteryzujących poszczególne kategorie odporności obiektów i kategorie terenu górniczego są jednakowe, co ułatwia analizę zagrożenia obiektów prognozowanymi deformacjami terenu. Na terenach górniczych dominującą część zabudowy powierzchni stanowią różnego typu budynki, które są narażone głównie na deformacje terenu o charakterze ciągłym. W praktyce przy ocenie możliwości przejęcia przez budynki prognozowanych deformacji podłoża gruntowego operuje

81 Nr 4 PRZEGLĄD GÓRNICZY 79 się jedynie kategoriami ich odporności i kategoriami terenu górniczego. W planie ruchu zakładu górniczego (Wytyczne 2013) przedsiębiorca jest zobowiązany do przedstawienia planowanych prac i działań z zakresu profilaktyki budowlanej dla budynków wymagających szczególnej ochrony, budynków odporności niższej o co najmniej dwie kategorie od kategorii terenu górniczego, a także dla budynków o prognozowanym wychyleniu od pionu równym lub większym od 25 mm/m. Od czasu awarii czterech ciągów zabudowy mieszkalnej w Bytomiu Karbiu (Kawulok i in. 2013, Kowalski i in. 2012, Słowik, Parkasiewicz 2012) stosowane kryteria dopuszczania eksploatacji górniczej pod terenami zabudowanymi są coraz częściej krytykowane (Kawulok 2015, Mika 2012, Mika, Kaszowska 2015). Zastrzeżenia budzi przede wszystkim wiarygodność ocen odporności budynków wykonywanych metodami przybliżonymi, a w szczególności metodą punktową, a także ocena możliwości i warunków eksploatacji górniczej na podstawie porównania kategorii odporności i kategorii prognozowanych deformacji terenu. 2. Kryteria oceny odporności budynków Zgodnie z obowiązującymi zasadami oceny możliwości prowadzenia podziemnej eksploatacji górniczej z uwagi na ochronę obiektów budowlanych (Instrukcja 2000), ocena odporności istniejących budynków na ciągłe deformacje powierzchni polega na określeniu dopuszczalnych wartości krzywizny K i odkształceń poziomych ε terenu, przy zachowaniu bezpieczeństwa budynków, powodujących małą uciążliwość ich użytkowania (tab. 1), z uwagi na rozwartość rys d, wychylenie budynku od pionu T b i odkształcenie postaciowe konstrukcji γ k. Odporność budynków na wpływy eksploatacji górniczej ocenia się na podstawie wyników prac diagnostycznych, przeprowadzonych w ramach inwentaryzacji zabudowy powierzchni lub jej aktualizacji, które mają na celu określenie zastosowanych w budynkach rozwiązań konstrukcyjno-materiałowych, cech podłoża gruntowego, aktualnego stanu technicznego oraz przeznaczenia użytkowego zgodnie z obowiązującymi zasadami oceny odporności (Instrukcja 2000) : 1. W przypadku gdy o wpływie deformacji terenu na budynek decyduje głównie krzywizna powierzchni lub jej poziome odkształcenie, odporność obiektu może być określona dopuszczalnymi wartościami jednego z tych wskaźników. 2. Odporność budynków zaprojektowanych i zrealizowanych przy uwzględnieniu oddziaływań górniczych jest odpornością wynikającą z wartości krzywizn K i poziomych odkształceń ε, przyjętych w projektach oraz zależy od prawidłowości wykonanych zabezpieczeń konstrukcyjnych, aktualnego stanu technicznego budynków i wpływów na niedokonanej eksploatacji górniczej. 3. Odporność budynków wielosegmentowych lub ciągu budynków zabudowy zwartej, rozdzielonych pionowymi szczelinami dylatacyjnymi, należy określać odrębnie dla poszczególnych segmentów lub budynków, przy uwzględnieniu szerokości i stanu szczelin, wyróżniając odporność tych budynków w zależności od znaku spodziewanych odkształceń i krzywizn. Odporność budynków na deformacje terenu można oceniać metodami przybliżonymi i na podstawie ocen indywidualnych (Instrukcja 2000). Do metod przybliżonych należą: metoda punktowa (Przybyła, Świądrowski 1968), metoda skali odporności i metoda parametryczna (Kwiatek i in. 1997), natomiast do metod indywidualnych: metoda oceny na podstawie procedury diagnostycznej (Instrukcja 2003, Kawulok 2007a, 2007b) i metoda ekspercka (Kawulok 2015). Metody przybliżone zostały opracowane dla budynków o ścianowej, murowanej konstrukcji nośnej, które stanowią dominującą część zabudowy terenów górniczych. Metody indywidualne mają charakter uniwersalny i mogą być wykorzystane do oceny odporności różnych typów obiektów budowlanych. Z metod przybliżonych w praktyce stosowana jest obecnie najczęściej metoda punktowa, a w szczególności zmodyfikowana metoda punktowa (Kwiatek i in. 1997). 3. Stosowane metody oceny odporności budynków 3.1. Metoda punktowa Metoda punktowa została opracowana (Przybyła, Świądrowski 1968) przy założeniu, że podstawowe znaczenie we współdziałaniu budynku z deformującym się podłożem gruntowym mają jego odkształcenia poziome. Jest to metoda szacunkowa, przeznaczona do oceny budynków w skali masowej i polega na punktacji wyodrębnionych cech budynku i jego podłoża gruntowego w oparciu o arbitralnie przyjętą skalę punktową. Obecnie powszechnie stosowana jest zmodyfikowana metoda punktowa, wersja metody punktowej przedstawiona w pracy (Kwiatek i in. 1997). Zmodyfikowana metoda punktowa, podobnie jak wcześniejsze wersje tej metody, polega na przypisaniu odpowiedniej liczby punktów każdej z siedmiu cech budynku i jego podłoża gruntowego, wyszczególnionych w tab. 2. Dodatkowa skala punktów, przedstawiona w tab. 3, pozwala na uwzględnienie w ocenie odporności budynku jego przeznaczenia użytkowego oraz specyfiki wykończenia i wyposażenia. Zakwalifikowanie budynku do odpowiedniej kategorii odporności zależy od sumarycznej liczby przyznanych punktów w zależności od punktacji przedstawionej w tab. kwalifikacyjnej Procedura diagnostyczna Ocena odporności budynków na podstawie procedury diagnostycznej wiąże się z obliczeniową analizą zdolności ich konstrukcji do przejęcia prognozowanych wpływów górniczych (Instrukcja 2003, Kawulok 2007a). W zakresie sprawdzenia konstrukcji, zasadniczymi kryteriami określa- Tabela 1. Wartości parametrów określające stopnie uciążliwości użytkowania budynków z uwagi na wpływ ciągłych deformacji powierzchni (Instrukcja 2000) Table 1. The values of the parameters defining the degrees of buildings use inconvenience due to the impact of continuous surface deformation (Instrukcja 2000) Skutki w budynku Stopień uciążliwości nieodczuwalny mały średni duży T b, mm/m T b < T b < T b 20 T b > 20 d, mm (w ścianach kondygnacji nadziemnych ) d 1 1 < d 3 3 < d 8 d > 8 g 10 3 k g < 1 k 1 < g 2 k 2 < g 3 k g > 3 k

82 80 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Tabela 2. Zmodyfikowana metoda punktowa - wykaz punktów przypisanych cechom budynków (Kwiatek i in. 1997) Table 2. Modified point method - a list of points assigned to the buildings features (Kwiatek et. al. 1997) Lp. Cecha budynku 1. Długość budynku, m 2. Kształt bryły budynku 3. Posadowienie budynku 4. Podłoże budynku 5. Konstrukcja budynku 6. Istniejące zabezpieczenia na wpływy górnicze 7. Stan techniczny budynku Określenie cechy do 10 do 15 do 20 do 30 do 50 do 100 rzut prosty, bryła zwarta rzut prosty, bryła wydłużona rzut słabo rozczłonkowany, bryła zwarta rzut słabo rozczłonkowany, bryła wydłużona rzut silnie rozczłonkowany, bryła zwarta rzut silnie rozczłonkowany, bryła wydłużona na stałym poziomie zmienny poziom posadowienia posadowienie z niepodpiwniczoną bramą przejazdową grunty nieskaliste z wyjątkiem gruntów kamienistych grunty nasypowe posadowienie na warstwie amortyzacyjnej grunty nieskaliste kamieniste i grunty skaliste z wyjątkiem skały litej i słabo spękanej a. Fundamenty: żelbetowe betonowe murowane z cegieł kamienne b. Ściany piwnic: betonowe murowane z cegły, bloczków lub pustaków betonowych murowane z kamienia, pustaków żelbetowych lub PGS c. Strop najniższej kondygnacji: żelbetowy, Akermana, DMS, DZ z wieńcami żelbetowymi betonowy lub żelbetowy płaski na dźwigarach stalowych, Kleina strop odcinkowy na dźwigarach stalowych przy f/l>1/10 strop odcinkowy na dźwigarach stalowych przy f/l<1/10 drewniany belkowy sklepienia bez ściągów przy f/l>1/5 sklepienia bez ściągów przy f/l<1/5 d. Nadproża: belkowe ceglane płaskie łukowe przy f/l>1/5 łukowe przy f/l>1/5 e. Inne elementy konstrukcyjne: łuki w ścianach konstrukcyjnych o rozpiętości L>1,5m (bez ściągów) przy f/l>1/5 łuki w ścianach konstrukcyjnych o rozpiętości L>1,5m (bez ściągów) przy f/l<1/5 zróżnicowana wysokość budynku zróżnicowany poziom stropów budynek zabezpieczony w poziomie fundamentów i wszystkich stropów budynek zabezpieczony w poziomie fundamentów i niektórych stropów budynek zabezpieczony w poziomie wszystkich stropów budynek zabezpieczony w poziomie niektórych stropów zabezpieczenie fragmentaryczne brak zabezpieczenia a. Zużycie naturalne: dobry zadowalający średni nieodpowiedni zły b. Uszkodzenia konstrukcji: brak uszkodzeń zarysowania o rozwartości do 1 mm pęknięcia o rozwarciu do 5 mm pęknięcia o rozwarciu do 15 mm lub wychylenie od pionu <25 mm/m pęknięcia o rozwarciu do 15 mm z przemieszczeniem lub wychylenie od pionu >25 mm/m Liczba punktów

83 Nr 4 PRZEGLĄD GÓRNICZY 81 Tabela 3. Zmodyfikowana metoda punktowa - tabela uzupełniająca (Kwiatek i in. 1997) Table 3. Modified point - supplementary table (Kwiatek et. al. 1997) Czynniki uzupełniające punktację a) ustaloną według tabeli 1 liczbę punktów na podstawie cech 1 7 należy zmniejszyć dla: budynków nieprzeznaczonych na stały pobyt ludzi, nieogrzewanych (np. komórki, chlewy, stodoły), budynków przeznaczonych na czasowy pobyt ludzi (warsztaty, magazyny, garaże), b) ustaloną według tabeli 1 liczbę punktów na podstawie cech 1 7 należy zwiększyć dla: budynków użyteczności publicznej przeznaczonych na stały lub czasowy pobyt dużych grup dzieci, młodzieży, osób niepełnosprawnych lub chorych, budynków o wrażliwym na wpływy eksploatacji wykończeniu lub wyposażeniu. Liczba punktów Tabela 4. Zmodyfikowana metoda punktowa - tabela kwalifikacyjna metody (Kwiatek i in. 1997) Table 4. Modified point - qualifying table (Kwiatek et. al. 1997) Suma punktów n ε p, mm Kategoria odporności budynku 20 7,0 9, ,0 5,0 4,0 3,0 2,5 2,0 1,5 1,0 0,5 60 0, jącymi odporność budynku na wpływy górnicze są kryteria nośności i użytkowalności. Ocena odporności w ramach pełnej procedury diagnostycznej obejmuje ocenę konstrukcyjnej odporności obiektów, powiązaną z wymaganiami użytkowymi, a następnie wybór sposobu profilaktyki budowlanej dla obiektów uznanych za nieodporne. Ocena odporności w ramach uproszczonej procedury diagnostycznej, dostosowanej do stosowanej klasyfikacji odporności obiektów budowlanych na wpływy eksploatacji górniczej (Instrukcja 2000), polega na określeniu dopuszczalnych wartości wskaźników Rys. 1. Ocena odporności z uwzględnieniem procedury diagnostycznej (Kawulok 2007a) Fig. 1. Evaluation of resistance with regard to the diagnostic procedure (Kawulok 2007a) deformacji, które pozwolą na zapewnienie bezpiecznego użytkowania obiektu, przy założonej dopuszczanej uciążliwości jego użytkowania. Schemat oceny odporności z uwzględnieniem procedury diagnostycznej przedstawia rys Metoda ekspercka Metoda ekspercka została opracowana w Instytucie Techniki Budowlanej (Kawulok 2015) i jest uzupełnieniem wcześniej stosowanego osądu eksperta (Kawulok 2007a, 2007b) o elementy profilaktyki budowlanej. Metoda ta zakłada ocenę zdolności obiektu do przejęcia wpływów eksploatacji górniczej przez eksperta budowlanego bez wyznaczania dopuszczalnych wartości wskaźników deformacji lub kategorii odporności. Ocena polega na stwierdzeniu, czy obiekt jest wystarczająco odporny aby przenieść prognozowane deformacje terenu. W sytuacji, kiedy w budynku występują uszkodzenia, które na skutek prognozowanych wpływów górniczych, mogłyby ulec intensyfikacji, zagrażającej bezpieczeństwu użytkowania budynku, ekspert zaleca niezbędne działania budowlane. Realizacja zaleconych prac odbywa się przed ujawnieniem wpływów górniczych w rejonie budynku, a wskazane prace budowlane mają na celu zachowanie bezpieczeństwa użytkowania budynku w trakcie ujawniania wpływów prowadzonej eksploatacji. Istotne jest również wskazanie przez eksperta sposobu weryfikacji dokonanej oceny. Schemat postępowania prowadzącego do oceny wpływu eksploatacji górniczej na obiekty i jej weryfikacji przedstawiony został na rys. 2. Do przeprowadzenia oceny odporności budynku niezbędne są podstawowe dane dotyczące geometrii i parametrów jego konstrukcji, prognozowane deformacje podłoża i wizja lokalna, na podstawie której określa się stan uszkodzeń elementów konstrukcyjnych i elementów drugorzędnych. W metodzie eksperckiej wyróżnia się cztery grupy uszkodzeń:

84 82 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Grupa 1 są to obiekty, w których nie stwierdzono występowania istotniejszych uszkodzeń o charakterze konstrukcyjnym, niektóre z tych obiektów mogły w ostatnim okresie czasu być poddane pracom remontowym. Możliwe jest natomiast występowanie w nich uszkodzeń o charakterze nieznacznych zarysowań tynków ścian i stropów. Grupa 2 dotyczy obiektów, w których występują nieznaczne uszkodzenia elementów konstrukcyjnych lub intensywniejsze uszkodzenia w elementach konstrukcji o znaczeniu drugorzędnym oraz w elementach wykończeniowych, takie jak: zarysowanie lub/i lokalne odspojenia podsufitek stropowych, okrojenia tynków stropów i ścian, zarysowania tynków ścian elewacyjnych i ścian wewnętrznych. Grupa 3 są to obiekty, w których stwierdzono występowanie uszkodzeń w elementach konstrukcyjnych, których rozmiar i lokalizacja w przypadku oddziaływania dalszych wpływów deformacji terenu mogą doprowadzić do lokalnej utraty nośności lub stateczności elementów konstrukcji. Grupa 4 obejmuje obiekty w konstrukcji, w których już obecnie stwierdzono występowanie uszkodzeń zagrażających lokalnej nośności lub stateczności jej elementów, a w niektórych z nich podjęto już doraźne prace zabezpieczające, lub obiekty w których występuje duże naturalne zużycie elementów konstrukcyjnych, przejawiające się rozległą i zaawansowaną erozją murów lub zbrojenia i betonu. Na podstawie zebranych danych analizowany obiekt budowlany jest klasyfikowany do jednej z poniższych kategorii: A. odporny w stanie istniejącym, niewymagający żadnych prac profilaktycznych lub naprawczych, Rys. 2. Ogólny schemat postępowania w metodzie eksperckiej (Kawulok 2015) Fig. 2. General procedure in the expert method (Kawulok 2015) B. wymagający prac profilaktyczno-wzmacniających, które pozwolą na przystosowanie konstrukcji do projektowanych oddziaływań górniczych lub prac naprawczych, które polegają na usunięciu istniejących uszkodzeń, w celu ograniczenia czy nawet wyeliminowania możliwości dalszej ich intensyfikacji, C. przeznaczony do likwidacji. Do kategorii A kwalifikują się najczęściej obiekty o uszkodzeniach grupy 1 i 2, do kategorii B najczęściej obiekty o uszkodzeniach grupy 3 i 4, natomiast do kategorii C najczęściej obiekty, które z uwagi na stan techniczny względnie użytkowy należy przeznaczyć do wyburzenia (Kawulok 2015). Powyższy podział uzależniony jest od prognozowanych warunków górniczych. Ocenę odporności obiektów metodą ekspercką kończy się: wskazaniem konieczności wykonania doraźnych prac (D) profilaktyczno-wzmacniających, które pozwolą na przystosowanie konstrukcji do przyszłych oddziaływań górniczych, względnie naprawczych, polegających na wykazie uszkodzeń, które należy usunąć jeszcze przed wystąpieniem wpływów, określeniem sposobu weryfikacji dokonanej oceny, przez wskazanie potrzeby prowadzenia nadzoru (N) lub obserwacji (O) zachowania się obiektu, względnie wykonania przeglądu (P) obiektu po ujawnieniu się wpływów. 4. Wady i zalety stosowanych metod oceny odporności Plany ruchu zakładów górniczych opracowywane są z reguły na okresy 3-letnie, w których wpływami planowanych eksploatacji górniczych objęte są zazwyczaj rozległe fragmenty terenu górniczego. Bardzo duża liczba obiektów poddawanych ocenie odporności wymusza stosowanie metod przybliżonych, mało pracochłonnych i szybkich w realizacji. Największą zaletą najczęściej stosowanej metody punktowej, w tym także zmodyfikowanej metody punktowej, jest jej prostota. Do wad zaliczyć należy: szacunkowy charakter dokonywanych ocen odporności, brak możliwości uwzględnienia w ocenie odporności budynku nietypowych rozwiązań konstrukcyjno-materiałowych, przyjmowanie jednakowych warunków gruntowych posadowienia budynku bez ich właściwego rozpoznania, zbyt duży udział w ocenie odporności przeznaczenia użytkowego budynku, nieuwzględnianie przy ocenie prognozowanych wpływów górniczych, przyjęte założenie, że podstawowe znaczenie we współdziałaniu budynku z deformującym się podłożem mają jedynie jego odkształcenia poziome, bez wyróżniania odkształceń rozluźniających i zagęszczających. Z przeprowadzonych badań (Mika 2011, Mika 2012) wynika, że zmodyfikowana metoda punkowa w przypadku prawidłowego stosowania dobrze spełnia swoje zadanie i jest zadowalająco dokładna w stosunku do potrzeb. W praktyce, oceny odporności budynków metodą punktową są jednak często wykonywane przez osoby bez odpowiedniej wiedzy budowlanej i zawierają liczne błędy. Metoda ta była także wielokrotnie wykorzystywana do oceny odporności budynków nieobjętych zakresem jej stosowania, tj. budynków, w których występuje zagrożenie bezpieczeństwa użytkowania lub budynków, które posiadają doraźne zabezpieczenia istniejących, dużych uszkodzeń. Znane są także przypadki ocen odporności metodą punktową budynków o konstrukcji szkieletowej lub nawet wiaduktów, kominów i placów parkingowych.

85 Nr 4 PRZEGLĄD GÓRNICZY 83 Wiarygodność ocen dokonywanych metodami przybliżonymi w dużym stopniu zależy od kompetencji i rzetelności wykonawców. Podstawowym mankamentem tych metod jest brak gwarancji zachowania stanu granicznego nośności. Istotną wadą jest także brak możliwości określenia uszkodzeń, jakie mogą wystąpić w ocenianych budynkach w wyniku ujawnienia się prognozowanych deformacji podłoża (Kawulok 2007a, 2007b, Kwiatek 2002). Najskuteczniejszą metodą oceny odporności budynków na ciągłe deformacje terenu jest ocena na podstawie procedury diagnostycznej. Rozwój technik obliczeniowych powoduje, że analiza statyczno-wytrzymałościowa konstrukcji obiektów budowlanych jest coraz łatwiejsza do wykonania, lecz niestety dostępne narzędzia obliczeniowe o charakterze inżynierskim nie pozwalają w prostej procedurze zdefiniować stan szkodzeń i wytężenia konstrukcji. Metoda ta jest także pracochłonna i kosztowna. Wiarygodność ocen odporności budynków metodą ekspercką wynika z wiedzy i doświadczenia eksperta. Metoda ta, oprócz oceny zdolności budynku do przejęcia prognozowanych deformacji podłoża, obejmuje także określenie niezbędnych prac i działań profilaktycznych przed podjęciem eksploatacji i w czasie jej prowadzenia. Metoda ekspercka okazała się bardzo przydatna podczas eksploatacji górniczej prowadzonej w rejonie starej zabudowy miast: Bytom (Chomacki, Słowik 2015), Piekary Śląskie i Ruda Śląska. Jej zastosowanie prawdopodobnie pozwoliło na uniknięcie szeregu zagrożeń konstrukcji czy nawet stanów awaryjnych, przykładowo w budynkach położonych w Bytomiu-Karbiu przy ul. Racławickiej i Krańcowej (Chomacki, Parkasiewicz 2015). Zakres stosowania metody eksperckiej jest obecnie ograniczony. Zgodnie z obowiązującymi przepisami prawa przed podjęciem eksploatacji górniczej jest wymagane określenie kategorii odporności obiektów zabudowy powierzchni. Metoda ekspercka nie spełnia tego wymagania i do czasu zmiany obowiązujących przepisów może być stosowana jedynie do weryfikacji wyników dokonanej klasyfikacji odporności. 5. Propozycje dotyczące zasad oceny odporności budynków Doświadczenia z eksploatacji górniczej pod terenami zabudowanymi (Chomacki, Parkasiewicz 2015, Kawulok i in. 2013, Kowalski i in. 2012, Mika 2012, Mika 2015) i zastrzeżenia dotyczące kryteriów jej dopuszczania (Mika, Kaszowska 2015) wskazują na potrzebę zmiany stosowanych zasad oceny odporności budynków na ciągłe deformacje terenu, a w szczególności na potrzebę wprowadzenia obligatoryjnych wymagań dotyczących: doboru odpowiednich metod oceny odporności poszczególnych typów budynków, wykonywania ocen odporności budynków wraz z podaniem sposobu i zakresu niezbędnych prac i działań o charakterze profilaktyki budowlanej, weryfikacji ocen odporności budynków wykonywanych metodami przybliżonymi przy uwzględnieniu prognozowanych deformacji podłoża gruntowego, kwalifikacji osób wykonujących inwentaryzacje i oceny odporności. Propozycje dotyczące doboru właściwych metod oceny odporności statycznej obiektów budowlanych zostały już przedstawione w pracach (Kawulok, Selańska-Herbich 1999, Kawulok 2007a, 2007b), gdzie w zabudowie kubaturowej terenów górniczych wyróżniono 4 grupy obiektów: A. Budynki o ścianowym układzie nośnym, w tym głównie budynki mieszkalne i użyteczności publicznej. B. Pozostałe budynki o sztywnym schemacie konstrukcyjnym, o innych rozwiązaniach układu nośnego (np. budynki o konstrukcji szkieletowej), budynki o różnym przeznaczeniu, w tym budynki mieszkalne i użyteczności publicznej. C. Obiekty przemysłowe typu halowego, obiekty magazynowe oraz obiekty o innym przeznaczeniu, które pod względem konstrukcyjnym nie odpowiadają grupom A) i B). D. Obiekty inżynierskie oraz obiekty o specjalnej konstrukcji lub przeznaczeniu, np. obiekty sakralne, względnie wymagające szczególnej ochrony np. obiekty zabytkowe. Ocenia się, że optymalnym rozwiązaniem byłoby przyjęcie jako obligatoryjnych wymagań dotyczących zasad oceny obiektów budowlanych zaproponowanych przez M. Kawuloka (Kawulok 2007b), które po skorygowaniu o wyżej przedstawione, dodatkowe propozycje w tym zakresie przedstawiają się następująco: ocena odporności budynków oprócz wyznaczenia wartości lub kategorii dopuszczalnych deformacji podłoża gruntowego powinny obejmować określenie niezbędnych prac i działań profilaktycznych przed podjęciem eksploatacji i w czasie ujawniania jej wpływów, ocena odporności budynku powinna obejmować ocenę odporności konstrukcji wraz z oceną wpływu planowanej eksploatacji na warunki użytkowania budynku, w tym jego wychylenie od pionu, ocena odporności pojedynczych budynków, niezależnie od ich rodzaju i konstrukcji, powinna być każdorazowo wykonywana na podstawie pełnej procedury diagnostycznej, a jedynie w uzasadnionych przypadkach na podstawie uproszczonej procedury diagnostycznej lub metody eksperckiej, przy ocenie odporności budynków w skali masowej: metody przybliżone mogą mieć zastosowanie tylko do budynków grupy A, odporność budynków grup B i C powinna być określana na podstawie uproszczonej procedury diagnostycznej lub metodą ekspercką, odporność budynków grupy D powinna być każdorazowo określana indywidualnie, na podstawie pełnej procedury diagnostycznej, przed podjęciem planowanej eksploatacji górniczej wyniki ocen odporności dokonanych metodami przybliżonymi wymagają weryfikacji metodą ekspercką, weryfikacji powinny podlegać wszystkie budynki o kategorii odporności niższej lub równej kategorii prognozowanych deformacji terenu, prace związane z inwentaryzacją i klasyfikacją odporności budynków metodami przybliżonymi powinny być wykonywane jedynie przez inżynierów lub techników budowlanych, posiadających udokumentowane doświadczenie lub przeszkolenie w zakresie budownictwa na terenach górniczych. Propozycje w zakresie doboru odpowiednich metod oceny odporności budynków w warunkach obowiązujących przepisów prawa zostały przedstawione schematycznie na rys Podsumowanie Odpowiednio dokładna i wiarygodna ocena odporności budynków na wpływy eksploatacji górniczej ma podstawowe znaczenie dla zapewnienia skutecznej ich ochrony przed efektami eksploatacji. Doświadczenia z eksploatacji górniczej pod terenami zabudowanymi wskazują na potrzebę stosowania odpowiednich metod oceny odporności poszczególnych

86 84 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Rys. 3. Proponowane metody oceny odporności budynków Fig. 3. Proposed evaluation methods of buildings resistance typów budynków, weryfikacji wyników ocen dokonanych metodami przybliżonymi oraz wykonywania ocen odporności budynków wraz z określeniem niezbędnych prac i działań z zakresu profilaktyki budowlanej. Przedstawione propozycje zasad oceny odporności budynków na ciągłe deformacje terenu zostały dostosowane do tych potrzeb i ich wdrożenie powinno spowodować zwiększenie dokładności i wiarygodności wykonywanych ocen. Metoda ekspercka oceny odporności budynków sprawdziła się w praktyce i powinna zostać dopuszczona do stosowania na terenach górniczych. Ocenia się, że operowanie obok tradycyjnych kategorii odporności budynków na wpływy eksploatacji górniczej przyjętymi w metodzie eksperckiej kategoriami zdolności budynków do przejęcia prognozowanych deformacji (A, B, C) nie powinno stwarzać większych problemów. Wskazane byłoby rozważenie możliwości wykonywania inwentaryzacji i tradycyjnej klasyfikacji odporności obiektów budowlanych jedynie dla potrzeb planów ruchu zakładów górniczych i aktualizację dokonanych ocen odporności metodą ekspercką przed każdą projektowaną eksploatacją górniczą, zgodnie z zaleceniami w instrukcji (Instrukcja 2000) Literatura CHOMACKI L., PARKASIEWICZ B Analiza obliczeniowa ciągów budynków w Bytomiu Karbiu z uwzględnieniem prognozowanych poziomych deformacji terenu górniczego. Przegląd Górniczy nr 3. CHOMACKI L., SŁOWIK L Wyniki nadzoru budowlanego nad budynkami w Bytomiu-Miechowicach. Bezpieczeństwo pracy i ochrona środowiska w górnictwie nr 4. Instrukcja ITB nr 380/ Diagnozowanie budynków zlokalizowanych na terenach górniczych. Wydawnictwo ITB, Warszawa. Instrukcja nr 12/ Zasady oceny możliwości prowadzenia podziemnej eksploatacji górniczej z uwagi na ochronę obiektów budowlanych. Wydawnictwo GIG, Katowice. KAWULOK M. 2007a - Procedura postępowania w zakresie ochrony istniejących obiektów budowlanych na terenach górniczych. Bezpieczeństwo Pracy i Ochrona Środowiska w Górnictwie nr 1. KAWULOK M. 2007b - Kryteria oceny odporności obiektów budowlanych na ciągłe wpływy eksploatacji górniczej. Prace Naukowe GIG: Górnictwo i Środowisko nr 5 wydanie specjalne. KAWULOK M Osąd eksperta w ochronie istniejących obiektów budowlanych na terenach górniczych. Przegląd Górniczy nr 3. KAWULOK M., CHOMACKI L., PARKASIEWICZ B., SŁOWIK L Wyburzenie 25 budynków mieszkalnych spowodowane intensywnymi wpływami eksploatacji górniczej. Materiały XXVI Konferencji Naukowo-Technicznej: Awarie budowlane. KAWULOK M., SELAŃSKA-HERBICH K Sposoby oceny odporności obiektów budowlanych na wpływy deformacji terenu. Materiały konferencji Naukowo-Technicznej Problemy projektowania i ochrony obiektów budowlanych na terenach górniczych. KOWALSKI A., GRUCHLIK P., KAWULOK M, SŁOWIK L Geologiczno-górnicze i budowlane okoliczności dużej awarii budynków w Bytomiu-Karbiu. Materiały IV Konferencji Naukowo-Szkoleniowej Bezpieczeństwo i Ochrona Obiektów Budowlanych na Terenach Górniczych. KWIATEK J Obiekty budowlane na terenach górniczych. Wydawnictwo GIG. Wydanie I, Katowice. KWIATEK J. i INNI Ochrona obiektów budowlanych na terenach górniczych. Wydawnictwo GIG, Katowice. MIKA W Niezawodność metody punktowej oceny odporności budynków na wpływy eksploatacji górniczej. Prace naukowe GIG: Górnictwo i Środowisko nr 2. MIKA W Doświadczenia ze stosowania metody punktowej do oceny odporności budynków na wpływy eksploatacji górniczej. Ochrona obiektów budowlanych na terenach górniczych - praca zbiorowa pod redakcją Andrzeja Kowalskiego. Wydawnictwo GIG, Katowice. MIKA W Doświadczenia z obserwacji skutków eksploatacji górniczej w obiektach zabudowy śródmieścia Bytomia. Bezpieczeństwo Pracy i Ochrona Środowiska w Górnictwie nr 3. MIKA W., KASZOWSKA O Kryteria dopuszczania eksploatacji górniczej pod terenami zabudowanymi. Przegląd Górniczy nr 3. PROMNY M., SELAŃSKA-HERBICH K Sposób oceny odporności budynków murowanych na wpływy eksploatacji górniczej. Prace ITB nr 1-2. PRZYBYŁA H., ŚWIĄDROWSKI W Określenie kategorii odporności istniejących obiektów budownictwa powszechnego na wpływy eksploatacji górniczej. Ochrona Terenów Górniczych nr 6. Rozporządzenie Ministra Infrastruktury z dnia 12 kwietnia 2002 r. w sprawie warunków technicznych, jakim powinny odpowiadać budynki i ich usytuowanie. Dz.U. Nr 75, poz Wyd. COBO-PROFIL. Warszawa. Rozporządzenie Ministra Środowiska z dnia 16 lutego 2012 r. w sprawie planów ruchu zakładów górniczych. Dz.U. z 2012 r., nr 0, poz SŁOWIK L., PARKASIEWICZ B Rozwój uszkodzeń konstrukcji budynków wielorodzinnych w zabudowie szeregowej, zlokalizowanych na terenie oddziaływań eksploatacji górniczej. Kwartalnik GIG Ochrona obiektów na terenach górniczych. Katowice, październik 2012, s Wytyczne w zakresie minimalnych wymogów treści planów ruchu podziemnych zakładów górniczych w aspekcie ochrony powierzchni. Katowice Wyższy Urząd Górniczy Artykuł wpłynął do redakcji luty 2017 Artykuł akceptowano do druku

87 Nr 4 PRZEGLĄD GÓRNICZY 85 Katastrofalny wyrzut gazów i skał w kopalni Ruben (KWK Nowa Ruda pole Piast ) w dniu roku Catastrophic gas outburst and rock projection in Ruben mine (Coal Mine Nowa Ruda field Piast ) on 10 May 1941 Maciej Bodlak* ) Robert Borzęcki** ) Mgr inż. Andrzej Zibrow*** ) Treść: W 1941 roku w kopalni węgla kamiennego i łupku ogniotrwałego Ruben (później KWK Nowa-Ruda, pole Piast ) w Nowej Rudzie nastąpił jeden z największych na świecie wyrzutów gazów i skał. W jego wyniku śmierć poniosło 187 górników. Artykuł prezentuje cenne materiały dotyczące tego tragicznego wypadku. Przedstawione tu dane zaczerpnięto z niemieckich dokumentów i sprawozdań przechowywanych w archiwum Muzeum Górnictwa Węglowego w Nowej Rudzie. Abstract: In 1941, in a coal mine Ruben (later Coal Mine Nowa Ruda, the Piast field) in Nowa Ruda, there was one of the biggest gas and rocks outburst on the world. As a result 187 miners were killed. This paper presents valuable materials relating to this tragic accident. The data presented here are taken from the German documents and reports that are stored in the archives of the Museum of Coal Mining in Nowa Ruda. Słowa kluczowe: Ruben Grube, wyrzuty gazów i skał, KWK Nowa Ruda Key words: Ruben Grube, gas and rocks outbursts, Nowa Ruda coal mine 1. Wprowadzenie Wyrzuty gazów i skał należą do jednych z najbardziej nieprzewidywalnych zagrożeń naturalnych występujących w kopalniach podziemnych. Niestety, dotychczas nie udało się dostatecznie wyjaśnić mechanizmu powstawania i rozwoju tego zjawiska. Jest to spowodowane jego złożonością i wieloparametrowością. W wyniku wieloletnich badań udało się jedynie ustalić, że siła i częstotliwość występowania wyrzutów zależy m.in. od tektoniki i naprężeń w górotworze oraz właściwości fizykomechanicznych, porowatości, przepuszczalności i gazonośności skał. Zjawisko wyrzutu polega na gwałtownym uwolnieniu znacznych ilości gazu z calizny skalnej. Najczęściej w jego efekcie dochodzi również do oderwania i bezładnego przemieszczenia pewnej ilości rozdrobnionego węgla kamiennego lub innego materiału skalnego (Cis 1967). W noworudzkim fragmencie Dolnośląskiego Zagłębia Węglowego wyróżniono dwa podstawowe rodzaje wyrzutów * ) Politechnika Wrocławska, Wrocław, ** ) Muzeum Minerałów, Nowa Ruda *** ) Coal Holding Sp. z o.o., Grupa Kapitałowa Balamara, Katowice gazów i skał: zwarte i rozproszone. Ich definicje według różnych autorów nie są jednoznaczne. Dr Cis za wyrzuty zwarte uważa takie, które związane są z określonymi strefami złoża. Mają one występować w pewnej odległości od siebie (tzw. krok wyrzutu), charakterystycznej dla danej strefy wyrzutowej. Mianem wyrzutów rozproszonych nazywa on natomiast zjawiska występujące nieregularnie i niezależnie od siebie. Mogą być one związane między innymi z zaburzeniami w pokładzie. Niekiedy pojawiają się w rejonach złoża przyległych do stref wyrzutów zwartych. (Cis, Suchodolski 1967). Natomiast prof. Kidybiński (2007) za podstawę przyjmuje warunki geologiczne panujące w przodku wyrobiska. Wyróżnia on następujące rodzaje wyrzutów: występujące w jednorodnym pokładzie skłonnym do wyrzutu (odpowiednik wyrzutów zwartych w opisach dra Cisa), występujące w pokładzie o zaburzonej strukturze geologicznej (odpowiednik wyrzutów rozproszonych w opisach dra Cisa). W Noworudzkim Zagłębiu Węglowym wydzielono trzy obszary o zwiększonej intensywności występowania wyrzutów: w polu kopalni Wenceslaus w Ludwikowicach

88 86 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Kłodzkich (później pole Wacław, KWK Nowa Ruda ) oraz w wydrążonej po wojnie w południowo-wschodniej części tego pola upadowej Pniaki w Jugowie, w polu kopalni Ruben w Nowej Rudzie (później pole Piast, KWK Nowa Ruda. w polu kopalni Rudolf w Przygórzu (później pole szybu Bolesław, KWK Nowa Ruda ), Najbardziej skłonna do wyrzutów była północna część złoża eksploatowanego w kopalni Ruben. Do chwili jej likwidacji w 1994 r. zaobserwowano tu ponad 1200 wyrzutów gazów i skał (Cis 1971). Ich konsekwencją było 13 wypadków grupowych, w których śmierć poniosło łącznie 241 górników. Największe i najgroźniejsze w skutkach okazały się wyrzuty w pokładzie Franz (później Franciszek, a według nowej ujednoliconej nomenklatury pokład 415/1-3). 2. Położenie i budowa geologiczna złoża Złoża węgla kamiennego Dolnośląskiego Zagłębia Węglowego leżą w obrębie zapadliska śródsudeckiego. Zapadlisko to ma około 70 km długości, około 40 km szerokości i około 4000 m głębokości. Od północy graniczy ono z masywem gór Kaczawskich, od zachodu z blokiem granitoidowym Karkonoszy, od południowego wschodu z masywem gnejsowym gór Sowich, a od południa z jednostką gór Bardzkich i granitoidowym masywem kłodzko-złotostockim. Jego wypełnienie stanowią osady karbonu, permu, triasu i kredy. Budowę geologiczną omawianego obszaru komplikują liczne deformacje i nieciągłości tektoniczne powstałe podczas młodo-kaledońskich i alpejskich ruchów górotwórczych (Bossowski, Ihnatowicz 2006). Serie węglonośne zalegają w brzeżnych częściach zapadliska. Po stronie polskiej ciągną się one kilkukilometrowej szerokości pasem od Lubawki poprzez Biały Kamień, Wałbrzych, Jugów, Ludwikowice Kłodzkie, Nową Rudę, Słupiec aż do Ścinawki. Lokalnie są one poprzebijane dajkami melafirów i porfirów stanowiącymi efekt późno-karbońskiej i permskiej działalności wulkanicznej (Bossowski, Ihnatowicz 2006). W rejonie Nowej Rudy osady karbonu tworzą zmiennej szerokości pas biegnący mniej więcej równolegle wzdłuż zachodniej granicy masywu Gór Sowich. W jego obrębie wydzielono dwa wyraźnie różniące się morfologią baseny sedymentacyjne: - obniżenie Czerwieńczyc z obszarami górniczymi Ludwikowice Kłodzkie (dawniej Wenceslaus Grube ) i Przygórze (dawniej Rudolph ), - obniżenie Nowej Rudy z obszarami górniczymi Nowa Ruda (dawniej Ruben ) i Słupiec (dawniej Johan Baptista ). Baseny te są oddzielone od siebie dużą dyslokacją tektoniczną (tzw. Uskok Wielki ) o zrzucie około 1000 m (Dziedzic K., 1971). W obniżeniu Czerwieńczyc osady późnego karbonu i permu (dolny czerwony spągowiec) zalegają na wczesnokarbońskich (wizen) i staropaleozoicznych osadach struktury bardzkiej (kulm bardzki), a w obniżeniu noworudzkim na utworach magmowych intruzji gabrowo-diabazowej (sylur- -dewon). W obu tych obniżeniach występują liczne pokłady węgla kamiennego typu limnicznego. Zapadają się one w kierunku południowo-zachodnim pod niewielkim kątem (rys.1, 2). Jedynie w rejonie Słupca upad pokładów węgla kamiennego jest większy i sięga miejscami nawet 90 (tzw. przewały). Obszar górniczy Nowa Ruda miał powierzchnię 23,59 km 2. Od północnego wschodu graniczył on z obszarami górniczymi Ludwikowice Kłodzkie i Przygórze, od których był oddzielony Uskokiem Wielkim. Złoże zostało tu udostępnione szybami wydobywczymi Lech (dawniej Max, później wentylacyjny Wetter ), Piast I (dawniej Bahn ) i Piast II. Kopalnia posiadała także szyb podsadzkowy Anna (dawniej wentylacyjny Anna ) oraz cztery szyby wentylacyjne: Drogosław (dawniej Kunzendorf ), Rurowy (dawniej II ) Miedzianka i Zacisze (dawniej Buchau ). Seria produktywna (tzw. warstwy żaclerskie dolne - niem. Saarbrucken) obejmowała tu osady węglonośne westfalu A i B. Przedmiotem eksploatacji było 8 pokładów węgla kamiennego: Joseph (później Józef, 301), Ruben (póź- Rys. 1. Przekrój geologiczny przez złoże kopalni Ruben z 1943 r. (Archiwum...) Fig. 1. Geological section of workable deposit of Ruben mine from 1943 (Archive )

89 Nr 4 PRZEGLĄD GÓRNICZY 87 niej 302), Anton (później Antoni, 304), Ferdinand (później Ferdynand, 405), Wilhelm (później 410), Röschen (później Roman, 412), Władysław (później 413) i Franz (później Franciszek, 415/1-3) oraz 4 ławy łupku ogniotrwałego. W pokładach węglowych dominowały węgle typu 37, rzadziej węgle koksujące typu 35.1 i W ławach łupku przeważały iłowce o dużej zawartości Al i zmiennej Fe, które miejscami nadawały się do produkcji materiałów ogniotrwałych (Bandurski i in., 1989). 3. Historia byłej kopalni Ruben Początki przemysłowej eksploatacji węgla kamiennego w rejonie wsi Kohlendorf (obecnie rejon ulic Górniczej, Czarnej i Reymonta w dzielnicy Kolno) związany jest z uruchomieniem kopalni Ruben. Działała ona przynajmniej od 1742 r., ale oficjalne nadanie uzyskała dopiero w 1781 r. Początkowo węgiel kamienny wydobywano tu odkrywkowo na wychodniach pokładów Joseph i Anton. Później jego eksploatację prowadzono również w sztolniach Alt Joseph i Tiefer Joseph, których okna znajdowały się nad potokiem Piekielnica. W 1868 r. ukończono tu drążenie pierwszego szybu wydobywczego o nazwie Max. Miał on pierwotnie 250 m głębokości. Przy jego drążeniu po raz pierwszy w Noworudzkim Zagłębiu Węglowym użyto dynamitu z przybitką wodną. Szyb ten został wyposażony w parową maszynę wyciągową o mocy 18 KM oraz w urządzenia do pompowania wody. Rozwój kopalni nastąpił dzięki odkryciu w 1877 r. pokładów łupku ogniotrwałego oraz rozbudowie kolei na trasie Wałbrzych-Kłodzko. W XIX wieku głównym zagrożeniem w kopalniach węglowych zagłębia Noworudzkiego była woda. W dniu r. powódź spowodowała zalanie III poziomu (+140 m) w szybie Bahn. Zagrożenie było tak duże, że górnicy musieli uciekać i z trudem udało się uratować pracujące tam przy transporcie urobku konie (Bandurski i in. 1989). W miarę wzrostu głębokości eksploatacji coraz większy problem zaczęły stwarzać niekontrolowane wyrzuty gazów i skał. Towarzyszyło im wydzielanie się dużych ilości dwutlenku węgla, który zagrażał życiu całej znajdującej się w tym czasie pod ziemią załogi. Wyrzuty powodowały również wymierne straty materialne, gdyż w ich wyniku, w ciągu kilku sekund nawet setki metrów wyrobisk górniczych mogły zostać całkowicie zasypane masami rozdrobnionego węgla kamiennego i skał. Oczywiście znajdujący się w nich sprzęt i obudowa górnicza ulegały wtedy całkowitemu zniszczeniu. Doprowadzenie ich później do stanu używalności, jeżeli było Rys. 2. Profil geologiczny przez złoże kopalni Ruben z 1943 r. (Archiwum...) Fig. 2. Geological profile through the bed of mine Ruben from 1943 (Archive )

90 88 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 możliwe, mogło trwać nawet kilka miesięcy, uniemożliwiając w tym czasie jakąkolwiek eksploatację danego rejonu złoża (Bandurski i in. 1989). Pierwszy zarejestrowany wyrzut nastąpił w dniu r. na głębokości 295 m podczas drążenia przekopu w pokładzie Röschen, w polu północnym. W jego wyniku śmierć poniosło dwóch górników (Bandurski i in. 1989). Do 1945 roku w kopalni Ruben zanotowano ogółem 595 wyrzutów gazów i skał o łącznej masie wyrzuconego materiału wynoszącej 114,770 Mg (rys. 3, 4). Szczególnie trudna sytuacja panowała tu podczas II wojny światowej. Zwiększone zapotrzebowanie przemysłu zbrojeniowego na węgiel kamienny skutkowało prowadzeniem w kopalniach noworudzkich rabunkowej eksploatacji, nawet w ścianach wcześniej zatrzymanych z powodu zbyt dużego zagrożenia wyrzutowego. Na to nakładały się perturbacje kadrowe spowodowane powołaniami doświadczonych górników na front i zastąpienie ich niedoświadczonymi jeńcami wojennymi oraz braki w zaopatrzeniu uniemożliwiające bieżącą naprawę infrastruktury technicznej, w tym również urządzeń mających chronić kopalnię przed skutkami ewentualnych wyrzutów. Wszystkie te negatywne czynniki miały niewątpliwy wpływ na katastrofę z 1941 r. Rys. 4. Zestawienie ilościowe wyrzutów gazów i skał w kopalni Ruben (Archiwum...) Fig. 4. Quantitative summary of gas and rock outbursts in the mine Ruben (Archive ) 4. Wyrzut gazów i skał z dnia 10 maja 1941 roku Ryc. 3. Raport dotyczący zagrożenia wyrzutami gazów i skał w kopalni Ruben (Archiwum...) Fig. 3. The report on dangers of gas and rock outbursts in the mine Ruben (Archive ) Najtragiczniejszy w skutkach, w skali całego Dolnośląskiego Zagłębia Węglowego, wyrzut gazów i skał nastąpił w kopalni Ruben w dniu r. Miał on miejsce w przekopie II na poziomie V (-110 m), na głębokości 610 m (rys. 5). Szczegółowy opis jego przebiegu i późniejszej akcji ratowniczej zamieszczono w sprawozdaniu rocznym spółki Kohlen und Tonwerke za rok 1941: podczas planowanego strzelania o godzinie 22.45, wyrzut dwutlenku węgla o niespotykanej dotychczas sile, w przekopie 2 na poziomie V. Przekop ten był drążony od maja 1940 roku z północnego chodnika kierunkowego w warstwy stropowe, osiągając długość 100 m. drzwi strzałowe zostały zamknięte po wycofaniu się załogi z oddziałów zagrożonych wyrzutami. Podczas gdy załoga zmiany popołudniowej (z wyjątkiem osób zatrudnionych przy strzelaniu) znajdowała się w drodze do szybu Max, na stacjach strzałowych znajdowała się też załoga zmiany nocnej, która zajechała o Zmiany te, nocna i popołudniowa, zachodziły na siebie o 1¾ godziny, z związku z 8 i ¾ godzinną pracą dołową. Ogółem podczas strzelania znajdowało się na dole 157 członków załogi. Obsługa szybu Bahn po zakończeniu wydobycia wyjechała przed strzelaniem. Z tych 250 członków załogi 64 wyjechało dwoma klatkami, zgodnie z planem, szybem Max z poziomu III. Jeden górnik strzałowy uratował się, korzystając z drogi ucieczkowej, wydostał się szybem Anna z poziomu III. (Górnik ten stracił przytomność przy samej powierzchni, zaatakowany dwutlenkiem węgla, który po wydostaniu się na powierzchnię szybem Max zalał powierzchnię i zaczął wpływać z powrotem szybem Anna. Pięciu członków załogi udało się uratować podczas akcji ratowniczej, ogromna reszta zginęła śmiercią górnika. Uwolniony w wyniku wyrzutu dwutlenek węgla wydostał się na powierzchnię poprzez szyby wdechowe Max i Bahn, stwarzając zagrożenie dla zamieszkującej w ich pobliżu ludności cywilnej (rys. 6). Wyrzut z 1941 r. charakteryzował się niespotykaną siłą.

91 Nr 4 PRZEGLĄD GÓRNICZY 89 W jego efekcie z calizny uwolnionych i przemieszczonych zostało 4458 Mg węgla kamiennego i skał. Masy powyrzutowe wypełniły pobetonowe sklepienie 600 mb wyrobisk górniczych na poziomie V oraz 60 mb chodników po obydwu stronach szybiku ślepego nr 1. Tkwiły w nich fragmenty zgniecionych rur, lutni i wozów, pogiętych szyn oraz innych maszyn i urządzeń znajdujących się na drodze, gwałtownie przemieszczającego się materiału skalnego (rys. 7). Do miejsca wystąpienia wyrzutu w pochylni II poz.v (-110), udało się dotrzeć w sierpniu 1941 r. Bezpośrednio przed przodkiem napotkano duże odłamki skalne i fragmenty pokładu węgla kamiennego o grubości do 30 cm. W samym przodku odnaleziono gardziel będącą początkiem kawerny powyrzutowej. Okazało się, że w miejscu tym w przekopie nr II odsłonięto część nieodprężonego pokładu Franciszek, przeciętego po rozciągłości przez uskok tektoniczny. Uskok ten nie miał połączenia z powierzchnią ziemi, co spowodowało, że migrujące nim gazy nie mogły swobodnie ujść do atmosfery (rys. 11). Ta największa w historii kopalni katastrofa, spowodowała zatrzymanie eksploatacji w polach zagrożonych wyrzutami do maja 1943 r. Później tempo wydobycia nadal było znacznie ograniczone z powodu wprowadzenia ostrzejszych przepisów górniczych. Rys. 5. Fragment oryginalnego, przestrzennego schematu wentylacyjnego kopalni Ruben. Na mapie zaznaczono miejsce wystąpienia wyrzutu (Archiwum...) Fig. 5. A fragment of the original ventilation pattern of the mine Ruben. The location of gas and rock outburst of 10 May 194 is marked on the map (Archive ) Rys. 6. Mapa dzielnic Drogosław i Zacisze z zaznaczonymi strefami zagrożenia gazowego w sąsiedztwie szybów Lech i Anna. Na mapie zaznaczono miejsce wystąpienia wyrzutu w przekopie nr 2 na poziomie V (Archiwum...) Fig. 6. Map of neighborhoods of Drogosław and Zacisze with marked danger zones of gas in the vicinity of Lech and Anna shafts. The location of gas and rock outburst in the rock drift no. 2 at level V is marked on the map (Archive )

92 90 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Ówczesne nazistowskie władze w Niemczech skutecznie zadbały o to, aby informacje o katastrofie nie przedostały się do szerszej opinii publicznej. W pogrzebie ofiar mogły uczestniczyć tylko osoby z najbliższej rodziny. Krótkie notatki ukazały się jedynie w prasie lokalnej. Na podstawie akt poległych górników, szacuje się, że w katastrofie tej swoich najbliższych, w wielu przypadkach jedynych żywicieli rodziny, straciło ponad 500 osób (Manikowski, 2016). Na uwagę zasługuje los ciała angielskiego jeńca wojennego, który również zginął w tej katastrofie. Nie zostało ono pochowane podczas oficjalnych uroczystości pogrzebowych. Być może spoczywa on na cmentarzu w Drogosławiu, o czym ma świadczyć zachowana do dzisiaj fotografia przedstawiająca grupę więźniów wiozących tam bezimienną trumnę. Data tego pogrzebu nie jest jednak znana. Obecnie prowadzone są poszukiwania personaliów Anglika (Manikowski, 2016). Bezpośrednio po wypadku władze górnicze przeprowadziły dochodzenie, które wykazało, że drzwi śluzowe (tamy strzałowe) na poziomach III i IV zostały zamknięte. Przestrzegane były wszystkie przepisy bezpieczeństwa. Elementem, który zawiódł były żelazne drzwi śluzowe zlokalizowane 30 m na południe od przekopu głównego Ferdynand, na poziomie IV (+40 m). Zostały one zniszczone za skutek ogromnego ciśnienia uwolnionego podczas wyrzutu dwutlenku węgla (rys. 9). Opis uszkodzeń zamieszczony w sprawozdaniu rocznym brzmi następująco: Przy drzwiach została wyrwana belka wzdłużna z silnej kutej ramy, która była połączona z belką za pomocą połączenia zaczepowego. Te dwa słupy drzwiowe znalezione zostały około 5 m na południe od drugich drzwi śluzowych. Same drzwi wykazywały znaczne zniekształcenia (Bandurski i in., 1989). Wygląd drzwi śluzowych po przejściu fali wysokich ciśnień przedstawia oryginalny szkic z 1941 r. (rys. 8 i 9). Zniszczona śluza pozwoliła na swobodny przepływ dwutlenku węgla do szybu Max i wszystkich oddziałów eksploatacyjnych kopalni, w tym oddziałów łupkowych. To jednak nie aspekty techniczne były powodem tak dużej liczby ofiar, a rażące nieprzestrzeganie przepisów, które obowiązywały w kopalniach noworudzkich już od 1927 roku. Przepisy te mówiły m.in. o tym, że obarczone ogromnym ryzykiem roboty strzałowe powinny być wykonywane w czasie, gdy na dole w kopalni znajduje się możliwie najmniej liczna załoga. Tymczasem w tym feralnym dniu wykonywano je w momencie nachodzenia na siebie dwóch zmian. Gdyby nie złamano tej zasady liczba ofiar mogła być zdecydowanie mniejsza. Tragiczna katastrofa w kopalni Ruben spowodowała wprowadzenie przez władze górnicze w dniu r. nowych, ostrzejszych przepisów ustalających zasady prowadzenia eksploatacji węgla kamiennego w partiach zagrożonych wyrzutami gazów i skał. Znaczna ich część obowiązywała aż do końca funkcjonowania kopalń Noworudzkiego Zagłębia Węglowego. Przepisy te stanowiły podstawę dla późniejszych działań techniczno-organizacyjnych na rzecz ograniczenia negatywnych skutków zjawiska wyrzutów gazów i skał. W ich wyniku wprowadzono m.in. pomiary nadciśnienia i temperatury w otworach strzałowych co 3 m postępu przodka, strzelanie wstrząsowe, ograniczenie postępu robót do 1,5 m/ dobę w przodku i 0,5 m/dobę w ścianie, odprężanie pokładów poprzez podebranie, przewietrzanie prądem schodzącym, prowokowanie wyrzutów i odgrodzenie się od ich skutków za pomocą tam strzałowych nowych konstrukcji (wytrzymałość 3 atm.) oraz wyposażenie wszystkich górników pracujących w polach zagrożonych wyrzutami w osobiste aparaty ratownicze. Wentylacyjny schemat przestrzenny kopalni Ruben z 1943 roku, przedstawia rys. 11. Na schemacie zaznaczono niezbędne prace umożliwiające spełnienie wszystkich rygorów dotyczących przewietrzania wyrobisk górniczych. Przede Rys. 7. Oryginalny szkic rozmieszczenia mas powyrzutowych pochodzących z wyrzutu z dnia r. (Archiwum...) Fig. 7. The original sketch of arrangement of the rockmasses from the gas and rock burst of r.

93 Nr 4 PRZEGLĄD GÓRNICZY 91 Rys. 8. Oryginalny rysunek techniczny zniszczonej tamy strzałowej zbudowanej z kątowników i dębowych belek. Typowa konstrukcja stosowana w przedwojennych kopalniach noworudzkich (Archiwum...) Fig. 8. The original technical drawing of the destroyed blasting stopping, built of oak beams and angles. A typical structure used for the pre-war-mining region Nowa Ruda Rys. 9. Oryginalny rysunek techniczny zdeformowanych na skutek ciśnienia gazów drzwi śluzowych zbudowanych z kątowników i dębowych belek (Archiwum...) Fig. 9. The original technical drawing of the destroyed blasting stopping built of oak beams and angles. A typical structure used in the pre-war mining basin Nowa Ruda (Archive ) Rys. 10. Szkic przedstawiający lokalizację zniszczonych podczas wyrzutu, drzwi śluzowych na poziomie IV (Archiwum...) Fig. 10. A sketch showing the location of the destroyed stopping at level IV, during the gas and rock outburst (Archive )

94 92 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Rys. 11. Schemat przestrzenny wentylacji kopalni Ruben zamieszczony w sprawozdaniu dotyczącym zagrożenia wyrzutu gazów i skał. Na schemacie uwzględniono niezbędną przebudowę (Archiwum...) Fig. 11. Ventilation pattern of Ruben mine included in the report on the risk of gas and rock outburst. The scheme includes necessary reconstruction (Archive ) wszystkim do najbardziej pilnych robót należało zapewnienie obiegowego przewietrzania wyrobisk na poziomie V i zabudowa tam wentylacyjnych oraz tam bezpieczeństwa. 5. Podsumowanie W całej historii eksploatacji w kopalni Ruben, a następnie pola Piast w KWK Nowa Ruda wystąpiło ponad 1200 wyrzutów gazów i skał. W ich wyniku wydarzyło się 13 wypadków grupowych, w których śmierć poniosło łącznie 241 górników. Łatwo zauważyć, że w większości są to ofiary wyrzutu z 1941 roku. Po przeanalizowaniu całej historii kopalni zwraca uwagę polityczne i społeczne tło historii zagłębia noworudzkiego. Większość tragicznych w skutkach wyrzutów wystąpiła w okresach, kiedy kopalnia prowadziła nieracjonalną eksploatację złoża (eksploatacja rabunkowa, nieprzestrzeganie istniejących przepisów BHP) lub, gdy pojawiały się problemy organizacyjno-kadrowe (wyśrubowane normy wydobycia, niewyszkolona kadra). Autorzy pragną serdecznie podziękować Pani Barbarze Korbas, właścicielce Muzeum za udostępnienie tych unikalnych materiałów. Literartura Rys. 12. Oryginalny rysunek sytuacyjny miejsca wyrzutu z roku (Archiwum...) Fig. 12. The original situational drawing of space of outburst from 10 May 1941 (Archive ) Archiwum Muzeum Górnictwa Węglowego w Nowej Rudzie, ul. Obozowa 4, Nowa Ruda. BANDURSKI B. i in Historia i kronika KWK Nowa Ruda. Zarys Dziejów. Nowa Ruda: KWK Nowa Ruda. BOSSOWSKI A., IHNATOWICZ A Atlas geologiczny Dolnośląskiego Zagłębia Węglowego 1: Wydawnictwa Geologiczne, Warszawa. CIS J Wyrzuty gazów i skał w dolnośląskim zagłębiu węgla kamiennego. Wydawnictwo Śląsk, Katowice. Brak cytowania w tekście CIS. J, SUCHODOLSKI Z Niektóre kierunki badań nad zagadnieniem wyrzutów gazów i skał w kopalniach dolnośląskich. Przegląd Górniczy nr 5, s DZIEDZIC K Sedymentacja i paleografia utworów górnokarbońskich w niecce śródsudeckiej. Geologia Sudetica. KIDYBIŃSKI A Model numeryczny wyrzutu węgla i gazu w pokładzie jednorodnym. Przegląd Górniczy nr 9, s MANIKOWSKI K Największa tragedia ziemi noworudzkiej katastrofa górnicza w kopalni Ruben z 10 V 1941 roku. Materiały I. Warsztatów Dziedzictwo i historia górnictwa, Złoty Stok, IV, s Artykuł wpłynął do redakcji listopad 2016 Artykuł akceptowano do druku