INŻYNIERÓW I TECHNIK SZY T S

Transkrypt

1 ISSN X INŻYNIERÓW STOWARZYSZENIE I TECHNIKÓW GÓRNICTWA

2

3 PRZEGLĄD Nr 11 GÓRNICZY 1 założono r. MIESIĘCZNIK STOWARZYSZENIA INŻYNIERÓW I TECHNIKÓW GÓRNICTWA Nr 11 (1116) listopad 2015 Tom 71 (LXXI) Słowo wstępne Górnictwo wymaga tak szerokiego zakresu gruntownej wiedzy z różnych dziedzin nauki jak żaden inny zawód Prof. dr hab. inż. Witold BUDRYK pierwszy Dyrektor IMG PAN Słowa powyższe, choć wypowiedziane wiele lat temu przez twórcę i pierwszego dyrektora Instytutu Mechaniki Górotworu PAN prof. dr. hab. inż. Witolda Budryka, pozostają wciąż aktualne. Współczesne górnictwo to niesłychanie ważny dla Polski przemysł wydobywczy, stojący u podstaw takich strategicznych gałęzi gospodarki jak energetyka czy przemysł metalurgiczny. Górnictwo polskie działa w oparciu o potężne zaplecze intelektualne interdyscyplinarnych nauk górniczych, w skład którego wchodzi szereg uczelni i placówek naukowo-badawczych. Jedną z nich jest Instytut Mechaniki Górotworu Polskiej Akademii Nauk. Jako samodzielna placówka badawcza, Instytut Mechaniki Górotworu PAN powołany został 1 VII 1954 r. i w ubiegłym roku obchodził jubileusz 60-lecia istnienia i służby polskiej nauce, a w szczególności dla nauk górniczych. Ta część działalności Instytutu, która dotyczy górnictwa, koncentruje się na problematyce bezpieczeństwa prowadzenia prac podziemnych oraz analizie ich wpływu na powierzchnię. Instytut rozwija metody pomiarowe, a dzięki posiadanej unikalnej aparaturze, prowadzi eksperymentalne badania w laboratoriach i na obiektach rzeczywistych, w tym w wyrobiskach kopalń podziemnych. Większość prowadzonych w IMG prac ma charakter unikatowy i dotyczy problemów, dla których dotychczas nie znaleziono zadowalających rozwiązań. Instytut jest wiodącą w skali światowej jednostką naukową zajmującą się badaniami niestacjonarnych przepływów powietrza i gazów w złożonych sieciach wyrobisk, czy też kanałów, rurociągów i innych systemów wentylacyjnych w warunkach zaburzeń przepływu. Naturalnym uzupełnieniem tych prac są badania i prace rozwojowe w zakresie opracowania metod pomiaru przepływu gazu w oparciu o termoanemometrię, anemometrię i barometrię z zastosowaniem nowoczesnych, iskrobezpiecznych przyrządów do pomiaru prędkości przepływu, temperatury i ciśnienia gazów. W imieniu Kierownictwa i Pracowników Instytutu Mechaniki Górotworu PAN gorąco dziękuję Redakcji Przeglądu Górniczego za udostępnienie łamów Przeglądu naszemu zespołowi, a wszystkich Czytelników serdecznie zapraszam do lektury artykułów zamieszczonych w niniejszym numerze Prof. dr hab. inż. Wacław DZIURZYŃSKI Dyrektor Instytutu Mechaniki Górotworu PAN

4 2 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 UKD :67/68.05:531.4 Laboratoryjne określenie zależności między ciśnieniem hydrostatycznym wywieranym na próbkę węgla, a wybranymi parametrami opisującymi sorpcję gazu Laboratory studies to determine the relationship between hydrostatic pressure exerted on the coal sample and the selected parameters describing sorption of gas mgr inż. Barbara Dutka* ) Treść: Praca zawiera podsumowanie stanu wiedzy oraz doświadczeń w zakresie badania wpływu obciążenia na właściwości sorpcyjne węgla. Zagadnienie to stanowi istotny element uzupełniający opis układu węgiel-gaz, jednakże z powodu trudności metrologicznych pojawiających się w trakcie eksperymentów laboratoryjnych, jak dotąd nie jest w pełni rozpoznane. Podjęto próby znalezienia zależności pomiędzy parametrami opisującymi sorpcję gazu na węglu a obciążeniem. Do tego celu zaprojektowano i wykonano aparaturę badawczą służącą do wyznaczania parametrów sorpcyjnych węgli, w której ciśnienie hydrostatyczne obciążające próbkę utożsamiano z obciążeniem wywieranym przez nadkład skalny na pokład węglowy. Mając na uwadze odmienną naturę gazów kopalnianych (metan, ditlenek węgla), podejmowano próby wyznaczania parametrów sorpcyjnych węgli w stanie obciążenia hydrostatycznego. Sposób pomiaru sorpcji pod obciążeniem okazał się skomplikowany, a mierzone zmiany parametrów sorpcyjnych niekiedy bardzo małe. W pracy porównano wpływ obciążenia na pojemność sorpcyjną węgli różniących się stopniem uwęglenia. Abstract: This paper presents a summary of the state of knowledge and experience in the field of study of the impact of external load on the sorption properties of coal. The issue is an important element of complementary description of a coal-gas system, however, due to the metrological difficulties arising in the course of laboratory experiments, so far not fully recognized. Attempts have been made to find relations between the parameters describing gas sorption on coal and external load. For this purpose, the research equipment was designed and manufactured to determine the sorption parameters of coals. The hydrostatic pressure applied to coal sample was identified with the load exerted on the coal seam by overburden rocks. Taking into account the different nature of mine gases (methane, carbon dioxide) attempts have been made to determine the sorption parameters under hydrostatic pressure. Sorption measurements under load conditions proved to be complicated, and also, changes in the measured parameters were sometimes exceptionally small. This paper compares the hydrostatic pressure effect on the sorption capacity of coals differing in the degree of coalification. Słowa kluczowe: pojemność sorpcyjna węgla, pęcznienie sorpcyjne, ditlenek węgla, metan, ciśnienie hydrostatyczne Key words: sorption capacity, sorption-induced swelling, carbon dioxide, methane, hydrostatic pressure 1. Wprowadzenie Górnictwo jest nauką znaną od dawna, jednakże są obszary, które wymagają w dalszym ciągu wyjaśnienia. Wszelkie przesłanki wskazują, że wraz ze wzrostem głębokości pozyskiwania węgla kamiennego zawartość CH 4 w pokładach będzie się zwiększała, dlatego znaczącym wydaje się określenie wpływu obciążenia na parametry sorpcyjne węgla. Badania sorpcyjne dotyczące układu węgiel-gaz koncentrują się na wyznaczeniu parametrów sorpcyjnych węgla w warunkach ciśnienia i temperatury odpowiadających warunkom panującym w pokładzie. Parametry sorpcyjne, takie jak pojemność sorpcyjna czy pęcznienie, wyznaczane są na podstawie obserwacji materiału węglowego, który nie jest poddany * ) Instytut Mechaniki Górotworu PAN w Krakowie obciążeniu, a żadna poprawka mogąca wpływ tego czynnika uwzględnić nie jest stosowana. Istotnym elementem badań nad rozpoznaniem wpływu obciążenia na sorpcję jest ustalenie, w jaki sposób sorbent węglowy nasycony gazem sorbującym reaguje na zmianę obciążenia. W prowadzonych przez autorkę badaniach ciśnienie hydrostatyczne, działające okólnie na próbkę, utożsamiane jest z ciśnieniem pochodzącym od skał nadkładu i ścian bocznych, działającym na węgiel w pokładzie. Za pomocą wykonanej w IMG PAN aparatury [1] możliwy jest pomiar zmian ilości gazu związanego sorpcją w wyniku wzrostu lub obniżenia ciśnienia hydrostatycznego działającego na próbkę węglową. Ma to ścisły związek ze zjawiskami zachodzącymi w pokładzie naruszonym działalnością górniczą. Naprężenia wywierane na pokład węglowy są zmienne wraz z postępującą eksploatacją, co może wpływać na tworzenie się przed czołem przodka

5 Nr 11 PRZEGLĄD GÓRNICZY 3 chodnikowego strefy zwiększonego ciśnienia porowego pokrywającej się z miejscem koncentracji naprężeń. Zjawisko to jest znane od wielu lat, jednakże przyczyny wzrostu ciśnienia gazu tłumaczone są zaciskaniem się przestrzeni porowej i sprężaniem w niej gazu wolnego. Zastanawiające może być zatem, czy wzrost ciśnienia złożowego gazu wynika wyłącznie z zaciskania porów węgla, czy jest to rezultat desorpcji gazu wywołanej wzrostem obciążenia w miejscu zwanym barierą odgazowania [12]. Ponadto, rozpoznanie parametrów sorpcyjnych charakteryzujących układ węgiel-metan jest pomocne dla zapewnienia bezpieczeństwa prowadzenia eksploatacji. Uzasadnieniem podjęcia badań jest przede wszystkim brak jednoznacznych odpowiedzi w literaturze, dotyczących jakościowego i ilościowego opisu parametrów układu węgiel- -gaz pod wpływem obciążenia mechanicznego. O ile dość dokładnie przebadany został wpływ sorpcji na zmianę objętości materiału węglowego (pęcznienie, kontrakcja) [10, 8] o tyle wydaje się, iż problem odwrotny wymaga poświecenia większej uwagi. Analiza literatury polskiej, jak i światowej, wskazuje na to, iż kilkukrotnie podejmowano próbę określenia wpływu obciążenia mechanicznego na proces sorpcji gazu na węglu. Baza dostępnych wyników badań nad rozpoznaniem zjawiska jest niewielka [4, 5]. Badania te skupiają się wokół ogólnej prawidłowości, iż aplikacja obciążenia na próbkę węgla powoduje obniżenie jego pojemności sorpcyjnej. Praca zawiera podsumowanie doświadczeń autorki w zakresie badania zależności pomiędzy obciążeniem a wybranymi parametrami opisującymi sorpcję gazu na węglu. 2. Badania realizowane w IMG PAN Badania sorpcyjne w stanie obciążenia próbki ciśnieniem hydrostatycznym realizowane są na autorskiej aparaturze wysokociśnieniowej (rys. 1) [1, 2]. Urządzenie to umożliwia prowadzenie pomiarów sorpcyjnych w warunkach obciążenia próbki, zbliżonych do warunków występujących w górotworze na głębokości ponad 1000 m. Pomiary polegają na wyznaczaniu pojemności sorpcyjnej oraz zmian objętościowych węgla. Określenie tych parametrów wymaga osiągnięcia przez układ równowagi sorpcyjnej. Czas osiągania równowagi sorpcyjnej uzależniony jest od postaci badanej próbki węglowej (miał, ziarna węglowe o wąskiej klasie ziarnowej, brykiet, próbka lita). Optymalnym rozwiązaniem jest zastosowanie do pomiarów brykietu węglowego, formowanego z klasy ziarnowej mm [1]. Badania dotyczą sorbatów zarówno CO 2, jak i CH 4. Temperatura pomiaru zbliżona jest do temperatury złożowej. Stosowane są różne procedury pomiarowe obejmujące wyznaczenie parametrów sorpcyjnych na kilku poziomach ciśnienia hydrostatycznego obciążającego próbkę. Kolejne procedury eksperymentu to: przygotowanie próbki (pobranie, mielenie, wysianie klasy ziarnowej, suszenie w temperaturze 105 C, formowanie próbki, umieszczenie próbki w aparaturze), odgazowanie próbki do ciśnienia 10-3 mbar (czas odgazowania 48 h), pomiar wstępny z użyciem helu, odgazowanie próbki (czas odgazowania 12 h), docisk próbki do obciążenia wyjściowego i nasycanie jej gazem do stanu równowagi sorpcyjnej przy utrzymywaniu ciśnienia gazu na stałym poziomie podczas całego eksperymentu, zwiększenie (bądź zmniejszenie) obciążenia hydrostatycznego próbki w kilku krokach pomiarowych, a następnie wyznaczenie ilości gazu desorbowanego z próbki (bądź sorbowanego na próbce). 3. Badania nad rozpoznaniem zjawiska wpływu ciśnienia hydrostatycznego na sorpcję gazu W latach przeprowadzono eksperymenty polegające na wyznaczeniu parametrów sorpcyjnych w stanie obciążenia hydrostatycznego próbki węglowej. Badania te mogą zostać ujęte w dwie grupy badań nad rozpoznaniem zjawiska: 1. Wykazanie wpływu obciążenia na pojemność sorpcyjną i pęcznienie sorpcyjne węgla względem CO Określenie wpływu obciążenia na pojemność sorpcyjną węgla względem CH Eksperymenty z CO 2 Zasadniczym celem badań prowadzonych z udziałem silnie sorbującego na węglu CO 2 było rozpoznanie następujących zagadnień: Czy pojemność sorpcyjna zależy od obciążenia wywieranego na sorbent węglowy? Rys 1. Schemat aparatury wysokociśnieniowej do pomiarów sorpcyjno-desorpcyjnych [1] Fig. 1. Scheme of high pressure apparatus for sorption-desorption measurements [1]

6 4 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 Czy próbka sorbująca gaz będzie pęczniała w warunkach znacznego obciążenia? Czy obciążenie ma wpływ na relację sorpcja-pęcznienie? W toku eksperymentu otrzymano krzywe ukazujące zmiany pojemności sorpcyjnej badanego węgla względem CO 2 przy obciążeniu próbki 29 MPa oraz po zmniejszeniu obciążenia z 29 na 4 MPa (rys. 2). Zmianom pojemności sorpcyjnej rejestrowanym w różnych warunkach obciążenia towarzyszyły zmiany objętości węgla. Rys. 2. Sorpcja CO 2 oraz zmiana objętości próbki podczas sorpcji (obciążenie 29 oraz 4 MPa) węgiel z GZW, pokład 406, średnio uwęglony, klasa ziarnowa mm; temperatura 30 + / C Fig. 2. Sorption of CO 2 and change of the sample volume during sorption (load 29 and 4MPa); coal from the Upper Silesian Coal Basin, coal seam no. 406, medium rank coal, grain size mm; temperature of 30 +/- 0.1 C Próbkę nasycano CO 2 pod stałym ciśnieniem wynoszącym p CO2 = 6.0 bar (od próżni do ciśnienia sorbatu p CO2 ) przy ciśnieniu hydrostatycznym 29 MPa. Po około 140 godzinach próbka obciążona hydrostatycznie ciśnieniem 29 MPa zasorbowała cm 3 CO 2 /g. Podczas procesu nasycania obserwowano pęcznienie próbki wynoszące około 0.38%. Naprężenia sorp- cyjne powodowane sorpcją CO 2 były w stanie pokonać nacisk porównywalny z ciśnieniem nadkładu skalnego, obciążającego pokład węglowy zalegający na głębokości około 1000 m. Podobne obserwacje uzyskał Pan et al. [7], który pokazał, że rdzenie węglowe obciążone ciśnieniem okólnym 13 oraz 20 MPa ma zdolność pęcznienia podczas sorpcji gazu. Wynikiem redukcji obciążenia próbki z 29 aż do 4 MPa, przy utrzymywaniu stałego poziomu ciśnienia gazu p CO2 =6.0 bar, było wznowienie procesu sorpcji CO 2 (rys. 2). W rezultacie pojemność sorpcyjna węgla zwiększyła się o 4.05 cm 3 CO- /g, co stanowiło 22% wartości uzyskanej pod obciążeniem 2 29 MPa. Należy zaznaczyć, że proces wznowionej sorpcji odbywał się wyłącznie w wyniku zmiany stanu obciążenia próbki, bez zmiany ciśnienia sorbatu. Odnosząc się do głębokości zalegania pokładu w nienaruszonym górotworze, na każde 100 m zwiększania głębokości wydobycia, pojemność sorpcyjna węgla ulegnie zmniejszeniu o około 2.4% (przyjmując założenie, że badany węgiel jest reprezentatywny dla pokładu z danej kopalni, a średnia gęstość nadkładu skalnego wynosi 2.7 g/cm 3 ). Podobnie jak przy nasycaniu węgla CO 2, tak i podczas wznowionej sorpcji, wywołanej zmniejszeniem ciśnienia hydrostatycznego próbki z 29 na 4 MPa, zarejestrowano efekt pęcznienia towarzyszący akumulacji cząsteczek CO 2 w strukturze mikroporów węgla (rys. 2). Efekt ten występował bez względu na wartość obciążenia próbki, jak i bez względu na mechanizm samego procesu sorpcyjnego (nasycanie od próżni do ciśnienia sorbatu p CO2 = 6.0 bar lub sorpcja wywołana zmianą obciążenia z 29 na 4 MPa przy niezmiennym ciśnieniu sorbatu p CO2 = 6.0 bar). Na podstawie kinetyk sorpcyjno-odkształceniowych (rys. 2) otrzymano zależność pomiędzy pęcznieniem sorpcyjnym węgla wynikającym z sorpcji CO 2 oraz pojemnością sorpcyjną (rys. 3). Na rys. 3 przedstawiono zestawienie wykresów pęcznienie-sorpcja CO 2 dla badanej próbki węgla, poddanej obciążeniom 29 oraz 4 MPa. Pęcznienie próbki obciążonej ciśnieniem okólnym 29 MPa rozpoczęło się w momencie zasorbowania przez nią około 15 cm 3 CO 2 /g. Prawdopodobnie do tego momentu pęczniejące ziarna ekspandowały w przestrzeń międzyziarnową (pęcznienie wewnętrzne). W zakresie wielkości sorpcji cm 3 CO 2 /g, przy obciążeniu 29 MPa zależność pęcznienie-sorpcja jest funkcją liniową o nachyleniu 0.22 % gcm 3. Redukcja obciążenia z 29 do 4 MPa wywołała wznowioną sorpcję CO 2 i dalsze pęcznienie próbki. Pod obciążeniem 4 MPa, w zakresie sorpcji cm 3 CO 2 /g, zależność pęcznienie-sorpcja jest również funkcją liniową Rys. 3. Relacja pęcznienie-sorpcja (CO 2 ) [12] Fig. 3. Swelling-sorption relation (CO 2 ) [12]

7 Nr 11 PRZEGLĄD GÓRNICZY 5 o nachyleniu 0.22 % gcm 3. Podobne wartości nachyleń relacji pęcznienie-sorpcja przy obu obciążeniach świadczą o braku wpływu obciążenia na pęcznienie próbki. Obciążenie ogranicza sorpcję CO 2, natomiast pęcznienie jest bezpośrednim wynikiem zdolności węgla do sorpcji. Główne wnioski z przeprowadzonych badań: potwierdzono występowanie efektu wpływu obciążenia na pojemność sorpcyjną węgla względem CO 2, wykazano, że obciążenie węgla jest istotnym parametrem mającym wpływ na zdolność sorpcyjną (ponad 20% wzrostu pojemności sorpcyjnej węgla przy zmniejszeniu obciążenia z 29 na 4MPa) rys. 2, pokazano, że pęcznienie próbki węglowej wynika wyłącznie ze zdolności węgla do sorpcji CO 2 (jeżeli próbka ma możliwość sorbowania gazu, będzie się rozszerzać) rys. 3, wykazano, iż zmiany objętości węgla są proporcjonalne do ilości zasorbowanego gazu, ze stałym współczynnikiem nachylenia, bez względu na wielkość obciążenia rys Eksperymenty z CH 4 Zasadniczym celem badań prowadzonych z udziałem CH 4 było rozpoznanie następujących zagadnień: Jakie wartości pojemności sorpcyjnej względem CH 4 uzyskiwane są przy różnych obciążeniach i dla kilku ciśnień sorpcji? Czy wpływ obciążenia na pojemność sorpcyjną węgla jest odwracalny? Na rys. 4 pokazano względne zmiany pojemności sorpcyjnej węgla zależne od obciążenia próbki. Wykresy przedstawiają wyniki uzyskane dla trzech wybranych ciśnień sorpcji: p CH4 = 1.0, 5.0 oraz 11.0 bar. Linia niebieska obrazuje zmianę pojemności sorpcyjnej w wyniku desorpcji CH 4, wywołanej wzrostem ciśnienia hydrostatycznego, natomiast linia czerwona obrazuje zmianę pojemności sorpcyjnej w wyniku sorpcji CH 4, wywołanej redukcją ciśnienia hydrostatycznego podawanego na węgiel. Z przedstawionych wykresów wynika, że ze wzrostem ciśnienia sorbatu (p CH4 ) wpływ obciążenia na sorpcję maleje. Świadczą o tym nachylenia prezentowanych krzywych. Przyglądając się odwracalności procesów desorpcji oraz sorpcji, wynikających z bezpośrednich zmian obciążenia sorbentu węglowego, wykazano, że odwracalność ta uzależniona jest od wartości ciśnienia CH 4 podawanego do próbki. Niepełną odwracalność procesów desorpcji i sorpcji, jak również rozbieżność pomiędzy wartościami pojemności sorpcyjnej tłumaczyć można specyfiką badanego materiału (brykiet węglowy). W zakresie badanych obciążeń (5-30 MPa) pełną odwracalność wartości pojemności sorpcyjnej uzyskano przy ciśnieniu CH 4 wynoszącym 5.0 bar. Główne wnioski z przeprowadzonych badań: wykazano, iż istnieje relacja pomiędzy pojemnością sorpcyjną węgla względem CH 4 i obciążeniem, obserwowano pełną odwracalność procesów desorpcji- -sorpcji CH 4 w warunkach obciążenia hydrostatycznego próbki, przy ciśnieniu p CH4 = 5.0 bar rys. 4b, obserwowano niepełną odwracalność procesów desorpcji-sorpcji CH 4 w warunkach obciążenia hydrostatycznego próbki, przy ciśnieniu sorpcji p CH4 = 1.0 bar oraz p CH4 = 11.0 bar rys. 4, Rys. 4. Zmiana pojemności sorpcyjnej węgla wywołana zmianą obciążenia; węgiel z GZW, pokład 209, bardzo nisko uwęglony, klasa ziarnowa mm, temperatura 35 + / C Fig. 4. Change in sorption capacity of coal caused by the change of load; Upper Silesian Coal Basin, coal seam no. 209, very low- -rank coal, grain size mm; temperature of 35 +/- 0.1 C

8 6 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 w przypadku badań na materiale węglowym modelowym (brykiet węglowy) odwracalność procesów desorpcji- -sorpcji CH 4 regulowana jest wielkością ciśnienia sorpcji p CH4. 4. Określenie wpływu ciśnienia hydrostatycznego na pojemność sorpcyjną węgli o różnym stopniu uwęglenia Celem pracy było rozwinięcie badań dotyczących wyznaczenia wpływu obciążenia hydrostatycznego na pojemność sorpcyjną węgla względem CH 4. Pomiary przeprowadzono w temperaturze 35 C dla węgla z pokładu 364 (średnio uwęglony węgiel górnośląski). Próbka przeznaczona do badań miała postać brykietu formowanego z klasy ziarnowej mm. Podczas kilkuetapowej procedury eksperymentu utrzymywano stałe ciśnienie metanu w próbce wynoszące p CH4 = 5.0 bar. Wyniki przeprowadzonych badań odniesiono do wyników uzyskanych dla węgla o bardzo niskim stopniu uwęglenia (R 0 = 0.47%) Procedura eksperymentu Dokonano pomiaru pojemności sorpcyjnej węgla obciążonego ciśnieniem hydrostatycznym. Określono zmiany pojemności sorpcyjnej, będące wynikiem bezpośredniego wzrostu lub redukcji obciążenia działającego na próbkę węglową. Procedura eksperymentu obejmowała: odgazowanie próbki w temperaturze 40 C do ciśnienia 10-3 mbar (czas odgazowania 48 h), pomiar wstępny z użyciem helu, odgazowanie próbki (czas odgazowania 12 h), docisk próbki do obciążenia wyjściowego (5.0 MPa) i nasycanie jej CH 4 do stanu równowagi sorpcyjnej przy ciśnieniu p CH4 =5.0 bar, utrzymywanym na stałym poziomie podczas całego eksperymentu, zwiększenie obciążenia hydrostatycznego próbki kolejno: MPa, MPa, MPa, MPa i pomiar ilości desorbowanego z próbki gazu przy p CH4 = 5.0 bar Wyniki W wyniku nasycania węgla pod obciążeniem 5.0 MPa, przy ciśnieniu gazu wynoszącym p CH4 = 5.0 bar, uzyskano wyjściową wartość pojemności sorpcyjnej a 5.0MPa = 4.71 cm 3 CH 4 /g. W kolejnych krokach skokowego zwiększania obciążenia próbki, przy utrzymywaniu stałego poziomu ciśnienia p CH4 = 5.0 bar, część gazu zakumulowanego w próbce uległa desorpcji. Proces ten prowadził do zmniejszenia pojemności sorpcyjnej węgla, która przy obciążeniu 32.5 MPa wynosiła a 32.5MPa = 4.36 cm 3 CH 4 /g (redukcja o 7.43%). Na rys. 5 przedstawiono wyniki ukazujące wpływ obciążenia na pojemność sorpcyjną węgla o różnym stopniu uwęglenia. Jak widać z wykresu, zmienność pojemności sorpcyjnej wraz z obciążeniem jest bardziej widoczna w przypadku węgla młodego, posiadającego słabiej uporządkowaną strukturę i większą zdolność do pęcznienia. Obciążenie jest czynnikiem ograniczającym zdolność węgla do pęcznienia, zatem jego wpływ na sorpcję powinien być silniej widoczny w przypadku węgli o niższym stopniu uwęglenia. Przedstawione porównanie dwóch węgli wskazuje na sensowność prowadzenia badań mających na celu pogłębianie wiedzy na temat zjawiska wpływu obciążenia na właściwości sorpcyjne węgli kamiennych. Jednak ze wzrostem uporządkowania struktury materiału węglowego zmiany parametrów sorpcyjnych mogą być coraz bardziej subtelne. 5. Podsumowanie Przeprowadzone badania eksperymentalne wykazały, iż równowaga sorpcyjna układu węgiel-gaz może ulec zaburzeniu, nie tylko w wyniku zmiany warunków termodynamicznych, lecz również w skutek działania czynników mechanicznych. Aplikacja ciśnienia hydrostatycznego na sorbent węglowy powoduje zmniejszenie pojemności sorpcyjnej węgla. Efekt ten jest następstwem zaciskania przestrzeni porowej (spadek porowatości) oraz ograniczenia zdolności węgla do pęcznienia. Rys. 5. Zależność pojemności sorpcyjnej węgla od obciążenia w przypadku węgli o różnym stopniu uwęglenia (ciśnienie sorpcji p CH4 = 5.0 bar); temperatura 35 ± 0.1 C Fig. 5. Relation between sorption capacity and hydrostatic pressure for coals with different ranks (sorption pressure p CH4 = 5.0 bar); temperature of 35 ± 0.1 C

9 Nr 11 PRZEGLĄD GÓRNICZY 7 W przypadku układu węgiel-co 2 wpływ obciążenia na pojemność sorpcyjną przy zmianie ciśnienia hydrostatycznego +/-25 MPa wynosi ponad 20%. Dla układu węgiel-ch 4 wpływ ten jest mniejszy (8-14%), uwarunkowany stopniem uwęglenia. Potwierdzono, iż pęcznienie próbki węglowej wynika wyłącznie ze zdolności węgla do sorpcji gazu (jeżeli próbka ma możliwość sorbowania gazu, będzie się rozszerzać). Zmiany objętości węgla są proporcjonalne do ilości zasorbowanego gazu, ze stałym współczynnikiem nachylenia, bez względu na wielkość obciążenia. Uwzględnianie obciążenia w badaniach sorpcyjnych powinno mieć miejsce, zwłaszcza przy właściwym bilansowaniu gazu w pokładach węgla. Praca została wykonana w roku 2014 w ramach prac statutowych realizowanych w IMG PAN w Krakowie, finansowanych przez Ministerstwo Nauki i Szkolnictwa Wyższego. Literatura 1. Dutka B., Kudasik M.: Izotermy sorpcji gazu przy różnych obciążeniach okólnych węgla. Prace Instytutu Mechaniki Górotworu PAN 2012, vol. 14; 1-4; s Dutka B., Kudasik M., Topolnicki J., Wierzbicki M.: Komora do badań wpływu obciążeń mechanicznych na właściwości sorbentu. Prace Instytutu Mechaniki Górotworu PAN 2009, t. 11; 1-4 s Dutka B., Topolnicki J.: Badania właściwości sorpcyjno-odkształceniowych węgla w stanie obciążenia okólnego. Prace Instytutu Mechaniki Górotworu PAN 2011, t. 13; 1-4 s Hile, L.M.: CO 2 sorption by Pittsburgh-seam coal subjected to confining pressure, Praca magisterska. The Pennsylvania State University, University Park Hol S., Peach C.J., Spiers C.J.: Applied stress reduces the CO 2 sorption capacity of coal, International Journal of Coal Geology 2011, vol. 85, s Karacan, C.O.: Swelling-induced volumetric strains internal to a stressed coal associated with CO 2 sorption. International Journal of Coal Geology 2007, vol. 72, s Pan Z., Connell L.D., Camilleri M.: Laboratory characterisation of coal reservoir permeability for primary and enhanced coalbed methane recovery. International Journal of Coal Geology 2010, vol. 82; s Pone, J.D.N., Halleck, P.M. Mathews, J.P.: 3D characterization of coal strains induced by compression, carbon dioxide sorption, and desorption at in-situ stress conditions. International Journal of Coal Geology 2009, vol. 82; 3-4 s Pone J.D.N., Halleck P.M., Mathews J.P.: Sorption Capacity and Sorption Kinetic Measurements of CO 2 and CH 4 in Confined and Unconfined Bituminous Coal. Energy&Fuels 2009, vol. 23; 9 s Ruff, O. Geselle, P.: Das Verhalten von Steinkohlen bei der Aufnahme und Abgebe von Kohlensaeure. Zeitschrift für das Berg-, Hütten-, und Salinenwesen im Deutschen Reich 1936, vol. 84; s Smith, D.H. Jikich S.A. Seshadri K.: Carbon dioxide sorption isotherms and matrix transport rates for non-powdered coal. International Coalbed Methane Symposium. University of Alabama, AL USA Topolnicki J., Wierzbicki M., Skoczylas N.: Wyrzuty skalno-gazowe w świetle badań laboratoryjnych i pomiarów kopalnianych. Archiwum Górnictwa 2004, vol. 49; s

10 8 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 UKD 67/68.05:622.4:622.8 Wpływ zapór przeciwwybuchowych pyłowych na pole prędkości w wyrobisku górniczym w aspekcie wskazań anemometru stacjonarnego The impact of dust explosion-proof firewall on the velocity field in mine drifts in terms of stationary anemometer measurements mgr inż. Jakub Janus* ) Treść: Jednym ze źródeł zaburzeń warunków przewietrzania w wyrobisku górniczym są miejsca, gdzie występują zapory przeciwwybuchowe pyłowe. Nierzadko w tych okolicach konieczne jest umieszczenie anemometru stacjonarnego, którego zadaniem jest pomiar prędkości przepływu powietrza w wyrobisku górniczym. W takim przypadku, kluczowym elementem do uzyskania poprawnych oraz wiarygodnych wyników pomiaru jest wybór odpowiedniego punktu pomiarowego. Wpływ stosowania zapór przeciwwybuchowych pyłowych na kształtowanie się profilu prędkości powietrza można badać eksperymentalnie za pomocą oprogramowania wykorzystującego metodę objętości skończonej. W artykule przedstawiono wyniki obliczeń numerycznych wpływu zaburzeń wywołanych półkami zapory. Uzyskane wyniki obliczeń pozwoliły na określenie optymalnego położenia anemometru stacjonarnego w odcinku chodnika z zaporą przeciwwybuchową pyłową. Abstract: One of the sources of mine ventilation disturbance are places with dust explosion-proof firewall. Very often in these regions there is a need to place stationary anemometer whose task is to measure the flow rate of mine ventilation air. In this case, a key element to obtain correct and reliable measurement results is to choose the right measurement point. Impact of dust explosion-proof firewall on the velocity profile can be studied experimentally by using the finite volume method software. This paper presents the results of numerical calculations of firewall impact induced disorders. The results of calculations made it possible to determine the optimal position of the stationary anemometer in the area of mine drift with dust explosion-proof firewall. Słowa kluczowe: wentylacja kopalń, numeryczna mechanika płynów, anemometr stacjonarny, zapora przeciwwybuchowa pyłowa Key words: mine ventilation, numerical fluid mechanics, stationary anemometer, dust explosion-proof firewall 1. Wprowadzenie Zagrożenie wybuchem pyłu węglowego należy do podstawowych zagrożeń naturalnych występujących w górnictwie węglowym. Poprzez eksploatację pokładów węgla, transportu urobku i jego magazynowania powstają znaczne ilości pyłu węglowego (ziarna węgla przechodzące przez sito o wymiarach oczek 1 x 1 mm) przenoszonego przepływającym powietrzem. W skutek wymieszania się z powietrzem pyłu węglowego w ilości g/m 3 i odpowiedniej jakości może dojść do procesu gwałtownego spalania drobnych ziaren węgla, wywołującego wzrost temperatury i ciśnienia. Musi zaistnieć przyczyna umożliwiająca wzbicie w powietrze pyłu osadzonego na spągu, ociosach, obudowie itp. Przyczyną tą może być np: wybuch metanu, tąpnięcie, roboty strzałowe. W tym samym czasie musi zadziałać inicjał wytworzonej mieszaniny o odpowiedniej temperaturze 550 C C, [1]. Najczęstsze źródła zapłonu to: wybuch metanu, roboty strzałowe, otwarty ogień lub wadliwe urządzenia elektryczne. W celu ograniczenia rozprzestrzeniania się pyłu węglowego stosuje się środki mające za zadanie pozbawienie lotności * ) Instytut Mechaniki Górotworu PAN w Krakowie pyłu węglowego. Do takich czynności zalicza się zmywanie lub zraszanie wodą przodka oraz miejsc występowania pyłu - przesypy itd., usuwanie pyłu węglowego z maszyn i urządzeń znajdujących się w strefie zabezpieczającej. W wyrobiskach, w których nie jest możliwe utrzymanie stref zabezpieczających, stosuje się rozstawne zapory przeciwwybuchowe. W przypadku wyrobisk mokrych stosuje się zapory wodne, dzięki którym podczas wybuchu następuje rozproszenie się wody, która hamuje wybuch pyłu węglowego [5]. Zapory przeciwwybuchowe buduje się na wlocie i wylocie każdego rejonu wentylacyjnego oraz we wszystkich pozostałych wyrobiskach łączących rejony wentylacyjne. Ze względu na ich konstrukcje stanowią one znaczną ingerencję w przekrój wyrobiska, co skutkuje zaburzeniami przepływu powietrza wentylacyjnego w wyrobiskach górniczych, [8]. Nierzadko w okolicach zapór przeciwwybuchowych jest konieczne umieszczenie anemometru stacjonarnego, którego zadaniem jest pomiar prędkości przepływu powietrza wentylacyjnego. W takim przypadku kluczowym elementem do uzyskania poprawnych oraz wiarygodnych wyników pomiaru jest wybór odpowiedniego punktu pomiarowego. Uzasadnione jest zatem podjęcie prac mających na celu dokładną analizę wpływu zapór przeciwwybuchowych na zaburzenia przepływu powietrza.

11 Nr 11 PRZEGLĄD GÓRNICZY 9 Duże możliwości oferuje oprogramowanie stosujące metodę objętości skończonej do rozwiązywania równań mechaniki płynów, wykorzystujące hipotezę uśredniania Reynoldsa i rozmaite modele turbulencji. Wykorzystanie metod numerycznych opartych o modele wielowymiarowe (ang. Computer Fluid Dynamics) pozwala na wizualizację zjawisk przepływowych w odpowiednio zaprojektowanych obszarach obliczeniowych. Celem pracy było przeprowadzenie obliczeń symulacyjnych wpływu zapór przeciwwybuchowych pyłowych na kształtowanie się profilu prędkości w przekroju wyrobiska górniczego w aspekcie wskazań anemometru stacjonarnego. Zdecydowano się na przeprowadzenie analizy dla zapór przeciwwybuchowych pyłowych zwykłych. Przygotowano szereg modeli numerycznych różniących się konstrukcją zapory oraz różnymi odległościami pomiędzy poszczególnymi półkami zapór. 2. Zasada budowy zapór przeciwwybuchowych pyłowych Zapory przeciwwybuchowe pyłowe dzielą się w zależności od konstrukcji na, [6, 7]: zapory zwykłe - gdy długość półki jest większa od 65% maksymalnej szerokości wyrobiska w miejscu jej zabudowy, rys. 1, zapory boczne - gdy długość półki jest zawarta w granicach od 50% do 65% maksymalnej szerokości wyrobiska w miejscu jej zabudowy, zapory o skróconej długości półek - gdy długość półki jest zawarta w granicach od 40% do 50% maksymalnej szerokości wyrobiska w miejscu jej zabudowania, zapory rozstawne - gdy odległość półek jest tak dobrana, aby ilość pyłu kamiennego wynosiła 1kg/m 3 wyrobiska. W przypadku zapory przeciwwybuchowej pyłowej zwykłej w wyrobisku korytarzowym do przeciwległych elementów obudowy przymocowuje się podpórki, których konstrukcja powinna zapewnić łatwy zrzut półek. Na każdą podpórkę kładzie się pomost, który powinien być wykonany z dwóch desek, postawionych pionowo i sztywno połączonych ze sobą w kilku miejscach żebrami. Zewnętrzny odstęp desek pomostu powinien wynosić około 0,2 m, a szerokość deski powinna wynosić co najmniej 0,15 m, rys. 2. Na pomost kładzie się deski, jedna przy drugiej, tworząc półkę, na którą wysypuje się pył kamienny. Stosuje się półki o szerokości 0,35 m lub 0,50 m. Odległość obu końców pomostu od obudowy nie może być mniejsza niż 0,05 m. Odległość półki od stropu powinna wynosić nie więcej niż 0,3 wysokości wyrobiska, nie mniej jednak niż 0,25 m, rys. 3. Odległość między poszczególnymi półkami zapory (od osi do osi) powinna wynosić od 2 do 3 m, a w wyjątkowych przypadkach można ją zmniejszyć do 1 m. Rys. 1. Zapora przeciwwybuchowa pyłowa w wyrobisku górniczym Fig. 1. Dust explosion-proof firewall shelf in cross section of the mine drift Rys. 2. Wytyczne konstrukcji półki zapory przeciwwybuchowej pyłowej [7] Fig. 2. Guidelines for design of the dust explosion - proof firewall shelfs Rys. 3. Wytyczne położenia półki zapory przeciwwybuchowej pyłowej w przekroju wyrobiska górniczego [7] Fig. 3. Guidelines for dust explosion - proof firewall shelf placement in cross section of mine drift

12 10 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 Na półkach o szerokości desek 0,35 m umieszcza się nie mniej niż 25 kg pyłu kamiennego na 1 m bieżący półki (wysokość stożka nasypanego pyłu węglowego wynosi minimum 10 cm), a przy szerokości desek 0,50 m - nie mniej niż 45 kg pyłu na 1 m bieżący półki (wysokość stożka nasypowego pyłu kamiennego wynosi minimum 13 cm). Ilość pyłu kamiennego na zaporze przeciwwybuchowej w przeliczeniu na 1 m 2 przekroju wyrobiska w świetle obudowy powinna wynosić co najmniej: 200 kg pyłu w polach niemetanowych, 400 kg pyłu w polach metanowych oraz w polach niemetanowych dla zabezpieczenia pól pożarowych. 3. Symulacja rozpływu powietrza w wyrobisku górniczym z zaporą przeciwwybuchową pyłową zwykłą Rys. 4. Geometria półki zapory przeciwwybuchowej pyłowej Fig. 4. Geometry of dust explosion - proof firewall shelf Po przeglądzie literatury oraz obowiązujących przepisów dotyczących budowy zapór przeciwwybuchowych pyłowych przystąpiono do etapu symulacji numerycznych. Wykorzystanie metody numerycznej mechaniki płynów opartej o modele wielowymiarowe (ang. Computer Fluid Dynamics) pozwoliło na zobrazowanie wpływu zapory na kształtowanie się profilu prędkości powietrza w wyrobisku górniczym Obszar obliczeniowy Bazując na załączniku nr 5 Rozporządzenia Ministra Gospodarki z dnia 28 czerwca 2002 r. w sprawie bezpieczeństwa i higieny pracy, prowadzenia ruchu oraz specjalistycznego zabezpieczenia przeciwpożarowego w podziemnych zakładach górniczych, zaprojektowano modele numeryczne wyrobiska górniczego z uwzględnieniem zapór przeciwwybuchowych zwykłych. Niezmiennym elementem modeli numerycznych jest geometria wyrobiska górniczego o szerokości 5,00 m oraz wysokości 3,26 m, rys. 4, 5. W modelu zostały uwzględnione obudowy typu ŁP o wysokości 0,137 m, szerokości u podstawy 0,143 m oraz szerokości górnej krawędzi 0,06 m, które zostały umieszczone w odległości co 1 m. Pomosty zapór pyłowych zwykłych o wymiarach: długość 3,40 m, wysokość 0,15 m, szerokość 0,20 m zostały umieszczone na wysokości 2,46 m od spągu wyrobiska, rys. 3. Odległość obu końców pomostu od obudowy wynosi 0,12 m. W każdym modelu numerycznym zapora przeciwwybuchowa pyłowa składała się z sześciu pomostów. Rys. 5. Położenie półki zapory przeciwwybuchowej pyłowej w przekroju wyrobiska górniczego Fig. 5. Dust explosion-proof firewall shelf placement in cross section of mine drift Celem pokazania wpływu różnych rodzajów konstrukcji zapory przeciwwybuchowej pyłowej zwykłej na kształtowanie się profilu prędkości, zdecydowano się na stworzenie modeli numerycznych dla geometrii pomostów różniących się długością oraz odległościami pomiędzy poszczególnymi półkami zapory. Poniżej przedstawiono zasady wymiarowania modeli, gdzie poszczególne wymiary oznaczają, rys 6: d szerokość desek półki zapory, s odległość pomiędzy poszczególnymi półkami zapory, L całkowita długość zapory przeciwwybuchowej pyłowej, Rys. 6. Geometria zapory przeciwwybuchowej pyłowej w wyrobisku górniczym Fig. 6. Geometry of dust explosion-proof firewall in the mine drift

13 Nr 11 PRZEGLĄD GÓRNICZY 11 L1 odległość początku zapory przeciwwybuchowej pyłowej od wloty do modelu numerycznego, L2 odległość końca zapory przeciwwybuchowej pyłowej od wylotu modelu numerycznego. Zaprojektowano cztery modele numeryczne, (tabela 1): dla szerokości desek 0,35 m, gdzie odległość poszczególnych półek wynosi 2 m (wariant I) oraz 3 m (wariant II), a także dla desek o szerokości 0,5 m, gdzie odległość poszczególnych desek wynosi 2 m (wariant III) oraz 3 m (wariant VI). Tabela 1. Wymiarowanie poszczególnych wariantów modeli numerycznych Table 1. Dimensioning of individual variants of numerial models d, m s, m L, m L1, m L2, m Wariant I 0,35 2,00 10,35 2,325 4,325 Wariant II 0,35 3,00 15,35 2,325 4,325 Wariant III 0,50 2, , Wariant IV 0,50 3, , W trakcie projektowania półek zapory pyłowej uwzględniono znajdujący się na nich pył kamienny. Na półkach o szerokości desek 0,35 m zaprojektowano stożek nasypanego pyłu kamiennego wysokości 0,10 m, a przy szerokości desek 0,50 m, stożek wysokości 0.13 m, rys Warunki brzegowe i model przepływu W celu uzyskania poprawnych wyników obliczeń konieczne było nałożenie gęstej siatki obliczeniowej. Zdecydowano się na użycie funkcji kontroli rozmiaru siatki (ang. size function), która pozwala kontrolować wielkość siatki obliczeniowej w okolicach wybranego punktu, krawędzi lub powierzchni. Trójwymiarowe modele odcinków wyrobiska górniczego z uwzględnieniem zapór przeciwwybuchowych pyłowych zwykłych zostały zdyskretyzowane niestrukturalną siatką trójkątną (ang. tri-pave), która następnie została przekonwertowana na siatkę wielościenną (ang. polyhedra), [3]. Początkowe obliczenia przepływu dla odcinka wyrobiska górniczego bez zapór przeciwwybuchowych pozwoliły na wygenerowanie warunków brzegowych na wlocie do modelu. Rozwinięty profil prędkości powietrza wygenerowano metodą iteracyjną, zaczynając od przyjęcia płaskiego profilu na wlocie (ang. velocity inlet) o wartości 2,00 m/s. Profil na wylocie był pierwszym przybliżeniem rozwiniętego profilu. W kolejnych obliczeniach profil ten zadano na wlocie. Proces iteracyjny powtórzono kilkakrotnie, do otrzymania zadowalającej zbieżności, [2]. Tak otrzymany rozwinięty profil zadano dla modeli z zaporą przeciwwybuchową pyłową. Wylot został zdefiniowany jako outflow, spąg, ocios, obudowa ŁP oraz półki zapory zdefiniowano jako wall. Nierówności ociosu, obudowy ŁP oraz półek zapory w modelu potraktowano jako chropowatość (nierówność powierzchni) o wysokości rzędu m, a w przypadku spągu chropowatość o wysokości rzędu 0.05 m. Ze względu na charakter przepływu powietrza w wyrobisku górniczym zastosowano modelowanie przepływu turbulentnego za pomocą modelu k-ω SST. Model został poddany obliczeniom w czasie nieustalonym o skoku czasowym 0.01 s, [4]. Poprzez rozmieszczenie punktów pomiarowych w przekroju modelu trójwymiarowego, możliwy był pomiar prędkości przepływu powietrza w sposób identyczny jak w przypadku pomiarów anemometrem w wyrobisku górniczym. Dzięki wykorzystaniu takiego rozwiązania możliwa była dokładna analiza różnic prędkości spowodowanej obecnością zapory przeciwwybuchowej pyłowej. W każdym wariancie obliczeniowym umieszczono 6 punktów pomiarowych w osi wyrobiska górniczego, 3 punkty pomiędzy pierwszą a drugą półką zapory (MV1, MV2, MV3) oraz 3 punkty pomiędzy piątą a szóstą półką zapory (MV4, MV5, MV6), rys 7. Środkowe punkty (MV2, MV5) zostały położone w połowie wysokości półek zapory (odległość od spągu 2,46 m), punkty dolne (MV1, MV4) na wysokości 2 m, punkty górne (MV3, MV6) na wysokości 2,9 m. Pomiar prędkości ustawiono na każdy krok czasowy, co dało pomiar z częstotliwością 100 Hz. Rys. 7. Geometria obszarów obliczeniowych Fig. 7. Computational geometry areas

14 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 W kolejnym etapie przystąpiono do symulacji, mającej na celu oszacowanie długości odcinka wyrobiska górniczego za zaporą przeciwwybuchową, w którym to profil prędkości powietrza zostanie ustabilizowany. Poprzez eksportowanie profilu na wylocie dla wybranego obliczonego wariantu, a następnie importowanie go jako profil wlotowy w modelu numerycznym bez zapory przeciwwybuchowej była możliwość obliczeń numerycznych kształtowania się profilu prędkości powietrza za zaporą przeciwwybuchową. Profil prędkości powietrza wygenerowano metodą iteracyjną, którą powtórzono kilkakrotnie, do otrzymania zadowalającej zbieżności Wyniki obliczeń Analizując uzyskane wyniki (rys. 8), należy stwierdzić znaczną zmianę profilu prędkości powietrza wskutek występujących przeszkód w postaci półek zapory pyłowej. Przy poszczególnych półkach następuje zawężenie przekroju czego skutkiem jest zawężenie strugi przepływającego wyrobiskiem powietrza oraz lokalne zwiększenie prędkości przepływu powietrza. Analiza wykazała wyodrębnienie trzech obszarów różniących się prędkościami przepływu powietrza oraz wielkością turbulencji. W każdym z tych obszarów, poprzez umieszczone punkty pomiarowe, uzyskano średnie wartości prędkości obrazujące pomiar anemometrem, tabela 2. Tabela 2. Odczyty prędkości dla punktów pomiarowych Table 2. Velocity in measurement points V, m/s MV1 MV2 MV3 MV4 MV5 MV6 Wariant I 2,07 0,50 2,00 1,64 0,92 1,15 Wariant II 2,35 0,99 1,81 1,43 0,90 0,64 Wariant III 2,42 0,63 1,89 1,35 0,97 0,67 Wariant IV 1,89 1,72 1,71 0,87 0,76 0,64 Pierwszym obszarem jest przestrzeń pomiędzy półkami zapory pyłowej a stropem wyrobiska. Wskutek znajdującego się na poszczególnych deskach stożka pyłu kamiennego następuje lokalne zwiększenie prędkości przepływu powietrza, dochodzącego do prędkości 2 m/s przy pierwszej półce. W każdym z przedstawionych wariantów przepływ w tym obszarze jest mocno zaburzony z powodu występowania obudowy łukowej oraz stożka pyłu kamiennego. Najbardziej ustabilizowany przepływ zaobserwowano dla obszaru w wariancie I, rys 8. Taki przepływ spowodowany jest niską wysokością stożka (0,10 m) oraz niewielkim odstępem pomiędzy poszczególnymi półkami zapory (2,00 m). Również dla tego obszaru analiza wskazań prędkości punktu pomiarowego MV3 (tabela 2) wykazała największą zgodność ze średnią prędkością przepływu powietrza w wyrobisku górniczym równą 2,00 m/s. Dla pozostałych wariantów prędkość ta jest mniejsza średnio o 0,20 m/s. Wskazania prędkości dla punktu pomiarowego MV6 wykazują znaczne obniżenie prędkości w stosunku do wskazań punktu znajdującego się pomiędzy pierwszą a drugą półką (MV3). Wraz z wybiegiem wyrobiska oraz kolejnymi półkami prędkość przepływu maleje od wartości 1,15 m/s dla wariantu I, do około 0,65 m/s dla pozostałych wariantów przy ostatniej półce. Kolejnym obszarem jest przestrzeń za półkami zapory pyłowej. Obecność półek powoduje powstawanie cienia aerodynamicznego, w którym wskazania prędkości ulegają znacznemu obniżeniu. Najbardziej ustabilizowany przepływ zaobserwowano dla obszaru w wariancie I. Niewielka odległość pomiędzy poszczególnymi półkami zatrzymuje rozwój cienia aerodynamicznego, który sięga kolejnej półki. Również wysokość stożka ma niebagatelny wpływ na niewielki rozmiar zaburzenia. Ze względu na tak niewielkie zaburzenie dla tego wariantu wskazana prędkość powietrza dla punktu pomiarowego pomiędzy pierwszą i drugą belką (MV2) jest najniższa i wynosi 0,50 m/s. Największą prędkość w obszarze za półkami zapory o wartości 1,72 m/s zaobserwowano dla wariantu IV. Ostatnim obszarem jest przestrzeń pomiędzy spągiem wyrobiska a półkami zapory pyłowej, gdzie przepływ jest najbardziej ustabilizowany. Ze względu na zmniejszenie przekroju wyrobiska następuje zwiększenie prędkości przepływu do wartości około 2,42 m/s w przekroju pierwszej półki zapory, a wraz z wybiegiem wyrobiska i kształtowaniem się profilu prędkości powietrza następuje spadek prędkości powietrza do wartości około 1,30 m/s. Analiza odczytu prędkości powietrza dla punktów pomiarowych MV1 wykazuje zwiększenie wskazań prędkości powietrza dla wariantów I, II, III w stosunku do średniej wartości prędkości przepływu Rys. 8. Rozkłady prędkości w pionowych przekrojach modeli numerycznych Fig. 8. Velocity distributions in vertical cross-sections of numerical models

15 Nr 11 PRZEGLĄD GÓRNICZY 13 Rys. 9. Kształtowanie się profilu prędkości za zaporą pyłową Fig. 9. Development of the velocity profile behind a dust explosion - proof firewall powietrza w wyrobisku. Najbardziej zbliżoną, zmierzoną wartością prędkości do średniej prędkości powietrza w wyrobisku górniczym jest prędkość dla wariantu I, która wynosi 2,07 m/s. W przypadku punktu pomiarowego MV4, pomiędzy piątą a szóstą półką, prędkości są zaniżone, jednak po raz kolejny najbardziej zbliżoną, zmierzoną wartością prędkości do średniej prędkości powietrza w wyrobisku jest prędkość dla wariantu I, która wynosi 1,64 m/s. Analizując rozkłady kształtowania się profilu prędkości powietrza za zaporą przeciwwybuchową dla wariantu I, należy stwierdzić, że obszar wpływu zapory na przepływ sięga do odległości około 25 m za zaporą. W kolejnych odległościach wyrobiska struga rozszerza się i wypełnia cały przekrój wyrobiska już w odległości 100 m za zaporą. Wyniki obliczeń przedstawiono w postaci rozkładów profili prędkości dla wysokości 1 m nad spągiem oraz w płaszczyźnie symetrii wyrobiska, rys. 8. Wyniki obliczeń w postaci rozkładów prędkości powietrza w przekrojach wyrobiska pozwalają na wybranie optymalnego miejsca dla położenia anemometru. Uzyskane pomiary prędkości przepływu powietrza wykazują największą zgodność ze średnią wartością przepływu powietrza w wyrobisku górniczym równą 2,00 m/s dla punktów pomiarowych MV1, oraz MV 3 wariantu I. 4. Podsumowanie Przeprowadzono symulację wpływu zapory przeciwwybuchowej pyłowej zwykłej na kształtowanie się profilu prędkości powietrza w aspekcie umiejscowienia anemometru stacjonarnego. Modele odzwierciedlały geometrię wyrobiska górniczego, natomiast półki zapory pyłowej zostały wykonane zgodnie z wytycznymi Rozporządzenia Ministra Gospodarki [6]. Zaprojektowano oraz wykonano obliczenia numeryczne dla czterech modeli o różnej geometrii półek zapory oraz różnych odległościach pomiędzy półkami. Uzyskane wyniki obliczeń pozwalają na wybranie optymalnego położenia anemometru w zaporze przeciwwybuchowej pyłowej. Stwierdzono, że punkty te znajdują się pomiędzy pierwszą a drugą półką zapory pyłowej (MV1, MV 3), gdzie przepływ nie jest jeszcze w znaczący sposób zaburzony. Również sama konstrukcja zapory pyłowej w postaci szerokości deseczek półki zapory, co za tym idzie wysokości nasypu pyłu kamiennego oraz odległość pomiędzy poszczególnymi półkami zapory ma znaczący wpływ na wskazania przyrządu w wybranych punktach. Najlepszą zgodność obliczonych wartości prędkości ze średnią wartością przepływu powietrza w wyrobisku górniczym stwierdzono dla wariantu I w punktach MV1, MV3, co pozwala na umieszczenie anemometru stacjonarnego w tych miejscach. W przypadku pozostałych wariantów, obliczone prędkości przepływu powietrza różnią się znacznie od średniej wartości przepływu powietrza w wyrobisku. W sytuacjach, gdy nie ma możliwości zastosowania zapory pyłowej odpowiedniej dla wariantu I (szerokość desek - 0,35 m, odstęp pomiędzy półkami - 2 m) wybór punktów pomiarowych MV1 oraz MV 3 będzie również uzasadniony, a otrzymane wyniki pomiarów będą zbliżone do średniej prędkości przepływu powietrza w wyrobisku. Natomiast, jeśli jest możliwość umiejscowienia anemometru stacjonarnego za zaporą, należy go zamontować około 100 m za zaporą przeciwwybuchową, czyli w miejscu gdzie profil prędkości jest ustabilizowany. Należy jednak mieć na uwadze, że symulacja jest zawsze tylko przybliżonym opisem rzeczywistych zjawisk. Już sam pomiar wykonywany anemometrem jest zawsze obarczony niepewnością. Porównywanie pomiarów i symulacji daje szansę na ulepszenie obydwu metod badawczych i uzyskanie wierniejszego obrazu analizowanych procesów. Niniejsza publikacja została opracowana w ramach realizacji Zadania nr 9 Projektu strategicznego pt. Poprawa bezpieczeństwa pracy w kopalniach, finansowanego przez Narodowe Centrum Badań i Rozwoju (NCBiR). Numer umowy SP/K/9/208300/13 Literatura 1. Cybulski K., Malich B.: Nowa kategoryzacja zagrożeń wybuchem pyłu węgla w podziemnych zakładach górniczych, Prewencja zagrożeń naturalnych, GIG, Katowice Janus J., Krawczyk J.: An Analysis of the Mixing of Air and Methane in the Stream Produced by the Mine Injector Station - Present Results

16 14 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 of Measurements and Modeling. The Australian Mine Ventilation Conference 2013, The Australian Institute of Mining and Metallurgy 2013, s Janus J., Krawczyk J, Kruczkowski J.: Porównanie symulacji numerycznych z wynikami pomiarów rozkładów pól prędkości w przekrojach chodników kopalnianych. Prace Instytutu Mechaniki Górotworu PAN 2011, vol. 13, Nr. 1-4, s Janus J., Krawczyk J.: The numerical simulation of a sudden inflow of methane into the end segment of a longwall with Y - type ventilation system. Archives of Mining Sciences, Vol. 59, No 4, 2014, s Lebecki K., Cybulski K., Dyduch Z., Słotwiński R.: Skuteczność zapór przeciwwybuchowych zabudowanych z pojemników typu zamkniętego, Prace Naukowe GIG Górnictwo i Środowisko 2002, nr ROZPORZĄDZENIE MINISTRA GOSPODARKI z dnia 28 czerwca 2002 r. w sprawie bezpieczeństwa i higieny pracy, prowadzenia ruchu oraz specjalistycznego zabezpieczenia przeciwpożarowego w podziemnych zakładach górniczych. (Dz. U. z dnia 2 września 2002 r.). 7. Załącznik 5, ROZPORZĄDZENIE MINISTRA GOSPODARKI z dnia 28 czerwca 2002 r. w sprawie bezpieczeństwa i higieny pracy, prowadzenia ruchu oraz specjalistycznego zabezpieczenia przeciwpożarowego w podziemnych zakładach górniczych. (Dz. U. z dnia 2 września 2002 r.). 8. Zou D.H., Panawalage S.: Passive and Triggerd Explosion Barriers in Underground Coal Mines - A literature review of recent research, Raport to CANMET Natural Resources, Canada Szanowni Czytelnicy! Przypominamy o wznowieniu prenumeraty Przeglądu Górniczego Informujemy też, że od 2009 roku w grudniowym zeszycie P.G. zamieszczamy listę naszych prenumeratorów.

17 Nr 11 PRZEGLĄD GÓRNICZY 15 UKD : : 67/68.05 Wykorzystanie sztucznych sieci neuronowych do klasyfikacji struktur odmienionych węgla kamiennego w strefach przyuskokowych The application of artificial neural networks for the classification of altered structures of hard coal in near-fault zones dr hab. inż. Mariusz Młynarczuk* ) dr inż. Katarzyna Godyń* ) mgr inż. Marta Skiba* ) Treść: Wewnętrzna budowa strukturalna węgla kamiennego ze stref uskokowych, w szczególności obecność spękań o charakterze egzogenicznym, kataklazy oraz mylonitu, może odpowiadać za zwiększoną pojemność gazową węgla i wskazywać na pokłady szczególnie zagrożone zjawiskami gazo-geodynamicznymi. Problematyka węgla odmienionego strukturalnie jest przedmiotem zainteresowania badaczy z różnych krajów. Zaproponowali oni metody klasyfikacji takiego węgla. W ramach opisywanych badań skupiono się na jednej z takich metod w celu zweryfikowania możliwości wykorzystania sztucznych sieci neuronowych jako narzędzia wspomagającego decyzje dotyczące klasyfikacji poszczególnych struktur. Badania prowadzono na zdjęciach wykonanych przy użyciu mikroskopu optycznego. Zdefiniowano wielowymiarową przestrzeń cech, bazującą głównie na parametrach otrzymanych z różnie zdefiniowanych gradientów. W badaniach wykorzystano dwuwarstwową sieć jednokierunkową (MLP). Jej zastosowanie umożliwiło zweryfikowanie w sposób sformalizowany subiektywnych decyzji obserwatora. W rezultacie badań wykazano, że użycie sztucznych sieci neuronowych pozwala na klasyfikację struktur odmienionych węgla na poziomie 91% zgodności z decyzjami obserwatora-geologa. Abstract: The internal structure of hard coal in near-fault zones - in particular, the presence of exogenic cracks, cataclasis and mylonite - can be the decisive factor when it comes to the increased gas capacity of coal and pose a greater risk of the occurrence of gaso-geodynamic phenomena. The problem of structurally altered coal has been of interest to a lot of researchers from various countries, who have proposed certain methods of classifying such coal. As part of the described research, one of such methods was analyzed, with the aim of verifying the possibilities of using artificial neural networks as a tool facilitating the classification of particular structures. The analysis was performed with the use of photographs taken with the optical microscope. A multidimensional feature space was determined, based mainly on the parameters obtained from differently defined gradients. A two-layer, unidirectional network (MLP) was used in the research, which made it possible to verify - in a formalized way - subjective decisions of the researcher. The tests ultimately demonstrated that the application of artificial neural networks results in successful classification of the altered structures of coal, with the level of compatibility with the decisions made by a researcher-geologist at ca. 91 percent. Słowa kluczowe: struktura węgla, uskoki, sztuczne sieci neuronowe, perceptron wielowarstwowy (MLP) Key words: coal structure, near-fault zones, artificial neural networks, multi-layer perceptron (MLP) 1. Wprowadzenie W ramach opisywanych badań podjęto próbę wykorzystania sztucznych sieci neuronowych, jako narzędzia wspomagającego klasyfikację struktur węgla z rejonów * ) Instytut Mechaniki Górotworu PAN w Krakowie przyuskokowych. Występujące w pokładach uskoki mają znaczący wpływ na degradację wewnętrznej struktury węgla. Taki odmieniony strukturalnie węgiel nazywany jest w literaturze m.in. brekcją tektoniczną [3], węglem przetartym [5], węglem zmylonityzowanym [1] czy też sprasowanym miałem węglowym [14]. Wielu badaczy zajmowało się obserwacją w makro-, jak i mikroskali, opisem oraz poszukiwaniem me-

18 16 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 Tablica 1. Propozycja klasyfikacji struktur węgla kamiennego pochodzącego ze stref przyuskokowych wybranych pokładów GZW [8] Table 1. Proposal of classification of coal structures from the near-fault zones of selected coal seams of USCB [8] Węgiel odmieniony strukturalnie Typ struktury węgla Węgiel nieodmieniony strukturalnie Węgiel spękany - egzomikrospękania Struktury kataklastyczne Struktury mylonityczne Prekataklaza Mezokataklaza Porfirokataklaza Kataklaza właściwa Premylonit Mylonit właściwy Charakterystyczne cechy Węgiel lity, brak spękań egzogenicznych, możliwa obecność endomikrospękań wynikających z naturalnych procesów uwęglenia Sieć nieregularnych spękań o postdiagenetycznym pochodzeniu Gęsta sieć nieregularnych spękań, struktury pierwotne wyraźnie dostrzegalne Bardzo gęsta sieć spękań, część okruchów pokruszona, przemieszczona. Struktury pierwotne częściowo zatarte Silne spękania, częściowe roztarcie materiału. Dominacja dwóch wielkości populacji osobników (drobne i duże µm okruchy). Struktury pierwotne dostrzegalne tylko w dużych fragmentach (porfiroklastach). Zmielone i przemieszczone względem siebie okruchy. Struktura pierwotna całkowicie zatarta Etap przejściowy między kataklazą a mylonitem. Nakładanie się deformacji kruchych i mylonityzacji (cechy kataklazy właściwej i mylonitu właściwego) Niemal całkowity brak okruchów, powstanie nowej, przeobrażonej struktury, często ze strukturą kierunkową, mikrofałdami i wtórnymi spękaniami tod, które mogłyby skutecznie monitorować częstości spękań i szczelin, które powstają na skutek zaburzeń tektonicznych w pokładach węgla [4]. Na różne sposoby starano się także przedstawić podział czy klasyfikacje poszczególnych typów struktur węgla, poddanych działaniu zjawisk tektonicznych (uskoków). Jedną z takich klasyfikacji utworzyli w 1977 roku czescy naukowcy [15]. Prace nad opracowaniem klasyfikacji struktur węgla przyuskokowego wykonywali również liczni uczeni pochodzący z Chin [2, 9, 11]. W Instytucie Mechaniki Górotworu PAN, gdzie od wielu lat prowadzone są prace badawcze dotyczące cech strukturalnych węgla kamiennego [12, 6, 7], zaproponowano klasyfikację struktur węgla odmienionego z rejonów dyslokacji tektonicznych, z pokładów zlokalizowanych w GZW [8]. Klasyfikacja ta oparta jest na szczegółowych analizach mikroskopowych próbek węgla pobranych z rejonów uskoków. Opracowany podział obejmuje węgiel nieodmieniony oraz odmieniony strukturalnie. W węglu odmienionym występują spękania o charakterze egzogenicznym, struktury kataklastyczne (prekataklaza, mezokataklaza, porfirokataklaza i kataklaza właściwa) oraz struktury mylonityczne (premylonit i mylonit właściwy) tab Materiał oraz metodyka pomiarowa Materiał do badań pochodził z rejonów przyuskokowych zlokalizowanych w pokładach GZW: KWK Pniówek pokł.306/1; pokł.403/3; pokł.404/1+405/1; pokł.412 łg+łd; KWK Brzeszcze pokł.352 zachód; KWK Zofiówka pokł.406/1; pokł.409/4; KWK Budryk pokł.358/1. Analizowane węgle, z uwagi na średni stopień uwęglenia, zaliczono do gazowo- -płomiennych i gazowych. Na etapie wstępnym, postanowiono zredukować liczbę analizowanych typów strukturalnych. Ograniczono się do analiz węgla o strukturze nieodmienionej, oraz węgla odmienianego strukturalnie (spękanego, prekataklazy, mezokataklazy, kataklazy właściwej i mylonitu). Z badań postanowiono wyłączyć strukturę porfiroklastyczną. Struktura ta jest pewnym szczególnym przypadkiem i nie zawsze można ją zaobserwować w próbkach węgla. Zdecydowano również o połączeniu premylonitu i mylonitu właściwego w jedną grupę. Spowodowane było to tym, iż w dostępnych próbkach dominował jeden typ mylonitu premylonit, natomiast mylonit właściwy był rzadkością. Obie, połączone ze sobą grupy, nazwano ogólnie mylonitem. Fotografie, będące materiałem wyjściowym do analiz z wykorzystaniem sztucznych sieci neuronowych, wykonano na polerowanych próbkach (zgładach) ziarnowych i kawałkowych, przy powiększeniu 500x, stosując immersję olejową. Na obrazach każdej z analizowanych struktur węgla zaznaczono w sposób losowy po 250 punktów, dla których zapisano ich położenie (współrzędne XY) oraz klasyfikację do jednej z sześciu grup (węgiel nieodmieniony strukturalnie, węgiel spękany, prekataklaza, mezokataklaza, kataklaza właściwa lub mylonit) nadaną przez obserwatora. W rezultacie dysponowano zbiorem 1500 punktów pomiarowych (obiektów) o znanych klasyfikacjach. Na bazie tych punktów tworzono obszary pomiarowe w postaci kwadratu o wielkości 151px x 151px. Skrajne naroża zdefiniowane były jako x-75,y-75 oraz x+75, y+75, gdzie x oraz y były współrzędnymi analizowanego punktu i podawane są w pikselach. Analiza tak zdefiniowanych pól pomiarowych decydowała o zakwalifikowaniu obiektu do jednej z sześciu klas. Przykłady obszarów obejmujących badane struktury węgla zaprezentowano na rysunku 1. Do badań wybrano obszary, których głównym składnikiem węgla była grupa witrynitu, dominująca w analizowanych próbkach węgla kamiennego. 3. Wyniki badań Pierwszym etapem automatycznych klasyfikacji bazujących na sztucznych sieciach neuronowych jest wyznaczenie ilościowych parametrów opisujących poszczególne klasy analizowanych obiektów. W ten sposób

19 Nr 11 PRZEGLĄD GÓRNICZY 17 Rys. 1. Węgiel odmieniony strukturalnie przykłady struktur poddanych analizie (pole pomiarowe 151px x 151px, powiększenie 500x, immersja olejowa) Fig. 1. Structurally altered coal examples of structures presented in the analysis (measurement window 151px x 151px, enlargement 500x, oil immersion)

20 18 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 otrzymujemy pewną przestrzeń, zwaną przestrzenią cech, w której każdy obiekt opisany jest za pomocą wektora cech. W opisywanych badaniach parametry ilościowe wyznaczono dla kanału L modelu barw CIELab [10]. Autorzy zajmujący się problematyką analizy obrazu w zastosowaniach geologicznych sugerują, że prowadzenie przekształceń obrazu w tej przestrzeni barw powinno skutkować lepszym wynikiem, niż wykorzystanie klasycznej przestrzeni barw RGB [13]. Badania rozpoczęto, wyznaczając na polu pomiarowym o wielkości 151px x 151px, z punktem pomiarowym umieszczonym w centrum tego kwadratu, następujące parametry: 1. średni poziom szarości obrazu. 2. Odchylenie standardowe dla poziomu szarości obrazu. 3. średni poziom szarości obrazu gradientu morfologicznego. 4. Odchylenie standardowe dla poziomu szarości obrazu gradientu morfologicznego. 5. Entropię obrazu. Następnie, za pomocą algorytmu Canny ego, dokonano detekcji krawędzi (szczelin). Na otrzymanych obrazach binarnych wyznaczono kolejne 2 parametry: 6. Objętość obrazu. 7. Liczbę Eulera. Otrzymane parametry unormowano do przedziału [0, 100]. W rezultacie dysponowano 7 wymiarową przestrzenią cech. Do klasyfikacji analizowanych struktur wykorzystano sieć neuronową - perceptron wielowarstwowy MLP. Jest to sieć jednokierunkowa, która oprócz warstwy wejściowej i wyjściowej posiada co najmniej jedną warstwę ukrytą neuronów [18, 16]. Uczenie perceptronu wielowarstwowego odbywa się z nauczycielem. Ciąg uczący zawarty jest w dwóch macierzach, jedna zawiera zestawy wejść dla kolejnych przykładów uczących, druga odpowiadające tym przykładom wartości wyjść, jakimi powinna odpowiedzieć sieć [17]. W początkowej fazie badań wykorzystano sieć neuronową o 10 neuronach w warstwie ukrytej. Wyjście sieci stanowiła warstwa zbudowana z 6 neuronów, które odpowiadają liczbie rozpoznawanych klas. W warstwie ukrytej sieci zastosowano tangensoidalną funkcję aktywacji, natomiast w warstwie wyjściowej funkcję liniową, umożliwiającą osiągnięcie przez sieć nieograniczonego zakresu wartości wyjściowej. Do uczenia sieci zastosowano algorytm wstecznej propagacji błędu Lovenberga-Marquardta. Sieć trenowano na ciągu uczącym składającym się z 50 elementów losowo wybranych z każdej klasy. W rezultacie dysponowano ciągiem uczącym składającym się z 250 par wejść sieci oraz odpowiadających im wartości wyjść. Pozostałe obrazy (po 200 dla każdej z analizowanych klas) poddano procesowi rozpoznania. Jako wynik działania rozpatrywanej sieci neuronowej podano średnią, procentową wartość poprawnych klasyfikacji po 100 powtórzeniach losowania ciągu uczącego oraz treningu sieci tab. 2. Na rysunku 2 zestawiono poprawność klasyfikacji dla 6 analizowanych struktur węgla. Najniższy odsetek poprawnych rozpoznań uzyskano dla prekataklazy oraz mezokataklazy. Szczegółowa analiza wskazuje, że wynik ten może wynikać z podobieństwa wymienionych struktur węgla, stąd też parametry definiujące wektor cech niejednokrotnie mogły je mylnie identyfikować. Pozostałe struktury są bardzo dobrze rozpoznawane przez zastosowaną sieć neuronową. Nawet najgorzej klasyfikowana grupa węgiel spękany, osiąga wynik na poziomie 92% poprawnych rozpoznań. Biorąc pod uwagę otrzymane wyniki i wnioski płynące ze wstępnych analiz, podjęto próbę klasyfikacji badanych struktur, dokonując ich podziału na 5 grup. Z grupy struktur prekataklastycznych oraz mezokataklastycznych utworzono jedną klasę nazwaną umownie kataklazą. Analizy przeprowadzono z zastosowaniem analogicznych jak poprzednio parametrów sieci neuronowej (z tym że warstwa wyjściowa składała się z 5 neuronów). Otrzymane wyniki zestawiono w tabeli 3 oraz na rysunku 3. Tablica 2. Statystyka poprawności klasyfikacji 6 typów struktur węgla (10 neuronów w warstwie ukrytej sieci, 300 obiektów ciągu uczącego, okno pomiarowe 151px x 151px) Table 2. Statistical correctness of classification of 6 coal structures types (10 neurons in the hidden layer of the network, 300 object in a training set, measurement window 151px x 151px) Poprawność klasyfikacji Odchylenie standardowe Średnia Maksymalna Minimalna 86,11% 89,25% 81,78% 1,144% Rys. 2. Zestawienie średnich wyników klasyfikacji poszczególnych struktur węgla za pomocą sieci MLP Fig. 2. Summary of average results of the classification of particular structures of coal by the use of MLP network

21 Nr 11 PRZEGLĄD GÓRNICZY 19 Tablica 3. Statystyka poprawności klasyfikacji 5 typów struktur węgla (10 neuronów w warstwie ukrytej sieci, 250 obiektów ciągu uczącego, okno pomiarowe 151px x 151px) Table 3. Statistical correctness of classification of 5 coal structures types (10 neurons in the hidden layer of the network, 250 object in a training set, measurement window 151px x 151px) Poprawność klasyfikacji Odchylenie standardowe Średnia Maksymalna Minimalna 94,53% 96,98% 88,35% 0,982% Rys. 3. Zestawienie średnich wyników klasyfikacji poszczególnych struktur węgla, po połączeniu struktur prekataklazy i mezokataklazy w jedną klasę, za pomocą sieci MLP Fig. 3. Summary of average results of the classification of particular structures of coal after blending the structures of precataclasis and mesocataclasis into one class by the use of MLP Analizując wykres z rysunku 3, można zauważyć, że sieć neuronowa bardzo dobrze poradziła sobie z klasyfikacją wszystkich badanych typów strukturalnych węgli. Połączenie dwóch typów kataklazy w jedną klasę znacznie poprawiło średni odsetek poprawnych klasyfikacji (przekraczający 94% poprawnych rozpoznań). Ostatnim etapem analiz była powtórna próba rozpoznania 6 typów strukturalnych węgla, bazująca na dwuetapowej ana- lizie. Pierwszym etapem było wyodrębnienie 5 klas w sposób opisany we wcześniejszych badaniach, po czym dokonano podziału otrzymanej kataklazy na prekataklazę oraz mezokataklazę. Przyjęty algorytm analiz miał na celu zmniejszenie liczby błędnych rozpoznań struktur identyfikowanych w drugim etapie. Wyniki zestawiono w tabeli 4 oraz na rysunku 4. Zaproponowana metodyka skutkowała znacznie wyższym odsetkiem poprawnych rozpoznań struktur prekataklazy oraz Tablica 4. Statystyka poprawności klasyfikacji 6 typów struktur węgla, przeprowadzonej w dwóch etapach (10 neuronów w warstwie ukrytej, okno pomiarowe 151px x 151px) Table 4. Statistical correctness of classification of 6 coal structures types performed in two stages (10 neurons in the hidden layer of network, measurement window 151px x 151px) Poprawność klasyfikacji, % Odchylenie standardowe Średnia Maksymalna Minimalna 91,01 93,87 83,79 0,973 Rys. 4. Zestawienie średnich wyników klasyfikacji poszczególnych struktur węgla, przeprowadzonej w dwóch etapach, za pomocą sieci MLP Fig. 4. Summary of average results of the classification of particular structures of coal performed in two stages by the use of MLP network

22 20 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 mezokataklazy w porównaniu do pierwszej próby analizy. Otrzymano poprawne klasyfikacje struktur węgla na poziomie sięgającym średnio 91%, co ze względu na osobliwość badanych struktur, uznano za wynik zadowalający. 4. Podsumowanie W pracy przedstawiono możliwości zastosowania metod sztucznych sieci neuronowych do identyfikacji struktur odmienionych węgla. Badania wykazały, że automatyczna klasyfikacja tych struktur z wykorzystaniem perceptrona wielowarstwowego MLP jest możliwa i daje wyniki na poziomie 91% rozpoznań zgodnych z decyzjami obserwatora geologa. Uzyskany rezultat, ze względu na specyfikę badanych struktur uznano za zadowalający. Zastosowanie sieci neuronowej umożliwiło zweryfikowanie w sposób sformalizowany subiektywnych decyzji obserwatora. W pewnych przypadkach decyzje geologa zostały zweryfikowane zgodnie z propozycją klasyfikacji uzyskaną dla sieci neuronowej MLP. Wykorzystane w pracy metody mogą więc być przydatne do wspomagania decyzji obserwatora, dotyczących klasyfikacji tych obiektów. Należy nadmienić także, iż w pracy zastosowano jedną z najpowszechniej używanych metod sztucznych sieci neuronowych, co pozostawia szerokie pole do dalszych prac z wykorzystaniem bardziej zaawansowanych metod sztucznej inteligencji. Praca została wykonana w ramach badań statutowych Instytutu Mechaniki Górotworu PAN w 2015 roku. Literatura 1. Bukowska M., Gawryś J.: Własności fizyczne węgli GZW w aspekcie wyrzutów gazów i skał. Górnictwo i Geoinżynieria 2010, R. 34, z Cao Y., Davis A., Liu R., Liu X., Zhang Y.: The influence of tectonic deformation on some geochemical properties of coals a possible indicator of outburst potential. International Journal of Coal Geology 53 (2003), Ćmiel S.R., Jura D., Misz M.: Petrografia i jakość węgla oraz metan pokładu 404/4-405/1 przy uskokach w KWK Pniówek (GZW). W: Documenta Geonika, 6. Czesko-Polska konf. Geologia Zagłębia Górnośląskiego, 2006, Dumpleton, S.: Outbursts in the South Wales coalfield: their occurrence in three dimensions and a method for identifying potential outburst zones. The Mining Engineer 1990, pp Dutka B., Wierzbicki M.: Wybrane własności węgli w rejonach zagrożonych wyrzutami metanu i skał. Górnictwo i Geoinżynieria 2008, R. 32, z Godyń K.: Wpływ nieciągłości tektonicznych na strukturę wewnętrzną węgla kamiennego pochodzącego z wybranych pokładów KWK Pniówek, Borynia-Zofiówka i Brzeszcze Górnośląskiego Zagłębia Węglowego. Biuletyn Państwowego Instytutu Geologicznego 2012, 448: Godyń K.: Charakterystyka węgla kamiennego występującego w strefach przyuskokowych. Przegląd Górniczy 2013, Nr Godyń K.: Struktury odmienione węgla kamiennego w strefach zaburzeń tektonicznych propozycja klasyfikacji. Prace Instytutu Mechaniki Górotworu PAN 2011, vol. 13, no 1-4, Jiang B., Ju Y., Quin Y.: Textures of tectonic coals and their porosity. Mining and Science technology. Taylor&Group, London, 2004, Mielicki J.: Zarys wiadomości o barwie. Fundacja Rozwoju Polskiej Kolorystyki, Łódź Ming L., Bo J., Shoufa L., Jilin W., Mingjun J., Zhenghui Q.: Tectonically deformed coal types and pore structures in Puhe and Shanchahe coal mines in western Guizhou Mining Science and Technology (China) 21 (2011), Młynarczuk M., Wierzbicki M.: Stereological and profilometry methods in detection of structural deformations in coal samples collected from the rock and outburst zone in the Zofiówka colliery. Arch. Min. Scs. 2009, vol.54 issue 2, s Młynarczuk M., Bielecka M., Ślipek B.: Klasyfikacja mikroskopowych obrazów skał przy wykorzystaniu sieci neuronowych. Zeszyty Naukowe Instytutu Gospodarki Surowcami Mineralnymi i Energią PAN 2014, Nr 86, str Patyńska R., Kidybiński A.: Modelowanie zjawisk gazogeodynamicznych w pokładach jednorodnych i z uskokiem. Górnictwo i Geoinżynieria 2008, R. 32, z Rakowski, Z., Kraussová, J., Beneš, K.: Studium změn textury a struktury uhlí ve slojích náchylných k průtržím uhlí a plynů v dolech Paskov a Staříč v OKR. Sborník vědeckých prací Vysoké školy báňské v Ostravě, řada hornicko-geologická, roč. 23, 1977, č. 1, p Rutkowski L.: Metody i techniki sztucznej inteligencji. PWN, Warszawa Tadeusiewicz R.: Sieci neuronowe. Akademicka Oficyna Wydawnicza, Warszawa Tadeusiewicz R.: Elementarne wprowadzenie do techniki sieci neuronowych z przykładowymi programami. Akademicka Oficyna Wydawnicza, Warszawa 1998.

23 Nr 11 PRZEGLĄD GÓRNICZY 21 UKD : 622.4: Pola prędkości w zakrętach i skrzyżowaniach chodników kopalnianych Velocity field in the corners and intersections of mine drifts dr hab. inż. Jerzy Krawczyk*) mgr inż. Jakub Janus*) Treść: W strukturze wyrobisk kopalnianych są miejsca, w których strumień powietrza zmienia swój kierunek. Są nimi zakręty i skrzyżowania. Zmiana ta powoduje powstanie lokalnych zakłóceń przepływu, które mogą sprzyjać powstawaniu zagrożeń względnie ograniczać możliwości wykonywania pomiarów wentylacyjnych. Jednym ze sposobów określania formy i zasięgu zakłóceń przepływu jest coraz powszechniej stosowana symulacja komputerowa metodą objętości skończonej. Przy współczesnym stopniu rozwoju metod numerycznych, oprogramowania i sprzętu możliwe jest rozwiązywanie trójwymiarowych zagadnień przepływowych dla odcinków chodników kopalnianych o sumarycznej długości rzędu kilkudziesięciu metrów. Wynikiem są pola prędkości w tych obszarach. Analizując je, można z zadowalającym przybliżeniem ocenić rodzaj i zasięg zakłóceń przepływu. W artykule rozpatrywano wiele przypadków zmian kierunku przepływu, które w większości były oparte na rzeczywistych obiektach. W szczególności analizowano przypadek łagodnego łuku oraz często spotykane przypadki skrzyżowań prostopadłych chodników. Przedstawiono sposób modelowania oraz szczególne cechy przepływu w zakrętach i skrzyżowaniach. Wyniki odniesiono do kryteriów wyboru miejsc instalowania anemometrów stacjonarnych i prowadzenia pomiarów średniej prędkości metodą trawersowania w rozpatrywanych obszarach. Abstract: In the structure of mine there are places where airflow direction changes. There are corners and intersections. Those changes cause local flow disturbances that can further the emergence of threats or reduce measurement capability. One of the methods of determining the form and range of flow disturbance is the finite volume method computer simulation. Nowadays, it is possible to solve the three-dimensional flow problems for the sections of mine drifts with a total length of several tens of meters. The result is the velocity field in those areas. This paper presents several cases of flow direction changes, most of which were based on real objects. Most of all, the mild turns and frequently encountered cases of perpendicular intersections were analyzed. Słowa kluczowe: wentylacja kopalń, numeryczna mechanika płynów, skrzyżowania chodników, zakręty Key words: mine ventilation, numerical fluid mechanics, sidewalks intersections, turns 1. Wprowadzenie Większość chodników kopalnianych ma przebieg zbliżony do prostoliniowego. Zmiany kierunku przepływu występują w rozgałęzieniach i mają dość gwałtowny charakter. Jednak niekiedy warunki geologiczne lub wymogi techniczne sprawiają, że odcinki chodników są nachylone lub przyjmują kształt łagodniejszych łuków. Zmiana kierunku przepływu powoduje powstawanie tak zwanych wirów wtórnych. Zagadnienie to było analizowane przez wielu autorów. Fundamentalne znaczenie mają prace * ) Instytut Mechaniki Górotworu PAN w Krakowie Deana [1927], który sformułował i zdefiniował tak zwaną liczbę Deana, która jest używana jako miara warunków do powstawania takich wirów. W turbulentnym przepływie wiry te mogą występować w różnych postaciach, [8]. Rys. 1. Klasyczna forma wirów wtórnych, [2] Fig. 1. Classic form of secondary vortices, [2]

24 22 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 Rys. 2. Wybrane postaci wirów wtórnych dla turbulentnego przepływu w zakrzywionych przewodach o przekroju kołowym [8] Fig. 2. Selected secondary vortices for turbulent flow in a cross section circle curved pipes [8] Badania tego zjawiska prowadzono głównie dla przewodów o przekroju kołowym. Brak danych literaturowych odnośnie przepływu w zakrzywionych przewodach dla kształtu przekroju wyrobisk w obudowie łukowej uzasadniał przeprowadzenie szeregu symulacji i pomiarów dla uzyskania obrazu tego zjawiska. Wiry wtórne dodają składową prędkości w płaszczyźnie przekroju. Może ona mieć wpływ na wskazania anemometrów. Co więcej wiry te mogą być niestacjonarne, to znaczy okresowo zmieniać swoją postać, co może być dodatkowym źródłem trudnych do interpretacji zakłóceń. Przeanalizowano także skrajne warianty, jak np. łagodny poziomy zakręt i przepływ w skrzyżowaniach, gdzie często następuje skokowa zmiana kierunku przepływu. 2. Symulacje numeryczne pola prędkości w zakrętach i skrzyżowaniach chodników kopalnianych 2.1. Łagodna zmiana kierunku osi wyrobiska - przepływ w zakręcie chodnika Dla zobrazowania wpływu zakrętów przeprowadzono symulację przepływu w obszarze zawierającym odcinek chodnika wydrążony po łuku. Obliczenia pozwolą ocenić, na ile znane z literatury [7] zjawiska przepływowe występujące w zakrętach przewodów o przekrojach kołowym i prostokątnym mogą pojawiać się w chodnikach kopalni i jaki jest ich zasięg w dalszym prostoliniowym odcinku chodnika. Jak wspomniano wcześniej, zmiana kierunku przepływu powoduje generowanie tak zwanych wirów wtórnych i pojawienie się składowych prędkości prostopadłych do osi chodnika. Mogą one być porównywalne ze składową prędkości równoległą do osi. Forma tych wirów zmienia się na długości zakrętu. Za zakrętem kształt profilu stopniowo wraca do rozwiniętego, jednak wpływ zakrętu na rozkład prędkości bywa zauważalny nawet w odległości kilkudziesięciu średnic hydraulicznych wyrobiska. Zagadnienie przepływu w zakręcie było analizowane dla przewodów o przekrojach kołowym i prostokątnym. Przykładowe obrazy charakterystycznych cech przepływu, zaczerpnięte z pracy [4] przedstawia rys. 3. Przepływy i rozkład prędkości dla różnych przekrojów pokazane na rys. 4, 5, 6. W prostoliniowym odcinku chodnika za zakrętem wiry wtórne stopniowo zanikają. Zmiany kształtu profilu prędkości utrzymują się na znacznej długości odcinka, [6] Charakterystyka przepływu w początkowym odcinku chodnika za skrzyżowaniem Częstym miejscem lokalizacji anemometrów stacjonarnych w chodnikach doprowadzających powietrze do ścian wydobywczych jest odcinek w pobliżu skrzyżowania z przekopem udostępniającym rejon. Zwykle chodnik jest drążony prostopadle do przekopu lub pod zbliżonym kątem. Na dolocie chodnika następuje zmiana kierunku przepływu, najczęściej o 90 stopni, co wraz z ewentualną zmianą pola przekroju poprzecznego jest źródłem zaburzeń przepływu, które mogą mieć wpływ na jakość punktowych pomiarów prędkości przy pomocy umieszczanych tam anemometrów stacjonarnych, [5]. Zasięg i postać zaburzeń przepływu można ocenić na podstawie symulacji przepływu. Wiarygodność tych symulacji oparto na wcześniejszych doświadczeniach i przypadku testowym zweryfikowanym pomiarami in situ. Niestety nie dysponowano danymi pomiarowymi dla skrzyżowania z prostopadłym ułożeniem chodników bez dodatkowych źródeł zakłóceń przepływu. Z tego powodu wykorzystano dane dla skrzyżowania chodników pod kątem 70, które użyto jako przypadek testowy do weryfikacji przyjętej metodyki symulacji. Przypadek ten dotyczył otoczenia początkowego odcinka chodnika C-3 kopalni P (rys. 7). W chodniku tym przekroju odległym o 25 m od wlotu wykonano rejestrację pola prędkości przy pomocy systemu wielopunktowego. Zgodność pomiarów i symulacji w tym przekroju

25 Nr 11 PRZEGLĄD GÓRNICZY 23 Rys. 3. Obrazy charakterystycznych cech przepływu w zakrzywionych przewodach [4] Fig. 3. Image of the characteristic flow in curved lines [4] Rys. 4. Przepływ w zakręcie geometria obszaru Fig. 4. Flow in turn-areas geometry Rys. 5. Rozkład prędkości w poziomej płaszczyźnie przekroju Fig. 5. Velocity distribution in the horizontal cross-section

26 24 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 Rys. 6. Rozkłady i wektory prędkości w wybranych przekrojach wyrobiska Fig. 6. Distributions and velocity vectors in selected cross-sections uzasadniła wiarygodność użytej metody analizy numerycznej. Po potwierdzeniu prawidłowości wyboru metody rozpatrzono przepływ dla skrzyżowania z powszechnie stosowanym układem prostopadłych chodników. Użyto w nich geometrii z kopalni K, której w chodniku podścianowym znajdowały się odrzwia tam bezpieczeństwa. W analizie przepływu w otoczeniu skrzyżowania pominięto obecność odrzwii. Dodatkowo stan przepływu na wylotach modelowanych odcinków posłużył jako warunek brzegowy symulacji kształtowania się rozwiniętego profilu w chodniku za skrzyżowaniami Przepływ w skrzyżowaniu chodnika C2 i C-3 kopalni P Model wlotowego odcinka chodnika został opracowany na przykładzie fragmentu rejonu ściany C-1 kopalni P. W rejonie tym wykonano szereg pomiarów wentylacyjnych, między innymi we wlotowym odcinku pochylni C-3. W odległości 25 m od wlotu rozmieszczono system wielopunktowego pomiaru prędkości przepływu powietrza. Do analizy wybrano początkowy odcinek pochylni C-3 wraz ze skrzyżowaniem z chodnikiem C-2 i krótkimi odcinkami tegoż chodnika, przed i za skrzyżowaniem. Miejsce to wybrano jako przypadek testowy ze względu na regularną geometrię wyrobisk i brak przeszkód w przekroju. Dla systemu przewietrzania na U często umieszcza się odrzwia tam bezpieczeństwa blisko wlotu chodnika, co uniemożliwia analizę wpływu samego skrzyżowania na przepływ w chodniku. Pewną niedogodnością wybranej geometrii jest to, że pochylnia C-3 nie jest prostopadła do chodnika C-2. Jednak kąt ten (102 O ) jest zbliżony do prostego na tyle, że dobra zgodność pomiarów i obliczeń dla tego przypadku stanowi o wiarygodności metody numerycznej dla prostopadłych układów chodników. Rejon ściany C-1 jest przewietrzany w systemie na Y. Powietrze do rejonu dopływa pochylnią C-2, a następnie chodnikiem C-2. Z chodnika C-2 odchodzi pochylnia C-3. W pochylni tej wykonano rejestrację pola prędkości w przekroju odległym o 25 m od wlotu. Pomiar średniej prędkości metodą trawersowania dał wyniki 1.28, 1.27 i 1.25 m/s. Według służb kopalni do rejonu dopływało 2700 m 3 /min (ściana 1500 m 3 /min). Wydatki i średnie prędkości obliczone według modelu VentZroby i przeskalowanie odpowiednio do wydatku w pochylni C-2 (1123 m 3 /min) określa tabl. 1. Rys. 7. Schemat rejonu ściany w pobliżu skrzyżowania Fig. 7. Diagram of the longwall area near the intersection Tablica 1. Przepływ w chodnikach C-2 i C-3 Table 1. Flow in C-2 and C-3 sidewalks VentZroby pomiar Q v Śr Q v Śr wyrobisko m 3 /min m 3 /s m/s m 3 /min m 3 /s m/s Ch C-2 do pochylni C ,9 1,7 1958,5 32,6 2,00 Ch C-2 za pochylnią C ,9 0,7 835,5 13,9 0,85 Pochylnia C-3 początek ,0 1,0 1123,0 18,7 1,15 Przyjęto kształt przekroju pochylni zgodny z przekrojem pomiarowym. Dla chodnika C-2 skorzystano z dokumentacji projektowej (wymiary jak pochylnia C-3). Nachylenia wyrobisk odczytano z map pokładowych. W początkowym odcinku pochylnia ma nachylenie 8%. Podobne nachylenie ma odcinek chodnika C2 doprowadzający powietrze do skrzyżowania. Przyjęto, że w odcinku zaraz za skrzyżowaniem chodnik C2 ma nadal takie samo nachylenie. Uznano, że można pominąć wpływ nachylenia na geometrię wyrobisk. Przygotowano model skrzyżowania chodników (rys. 8), w którym można wyróżnić cztery fragmenty: - odcinek chodnika C2 10 m przed skrzyżowaniem, - skrzyżowanie o długości 5.77 m, - odcinek 17 m chodnika C2 za skrzyżowaniem, - odcinek 31.5 m pochylni C-3 za zakrętem skrzyżowania.

27 Nr 11 PRZEGLĄD GÓRNICZY 25 Chodniki miały szerokość 5.77 m i wysokość.6 m (w świetle łuków). Geometria modelu uwzględnia łuki obudowy typu ŁP o wysokości 137 mm, szerokości u podstawy 143 mm oraz szerokości górnej krawędzi 60 mm. Łuki te zostały umieszczone co 0.75 m. Dla spągu przyjęto chropowatość o wysokości 0.05 m, zaś dla wykładki oraz obudowy typu ŁP chropowatość o wysokości m. Geometria obszaru obliczeniowego i trudny do przewidzenia układ kierunków przepływu w otoczeniu skrzyżowania uzasadniał dyskretyzację czworościenną siatką niestrukturalną (ang. tetrahedral) przy użyciu funkcji kontroli rozmiaru siatki (ang. size function). Ze względu na duży rozmiar modelu i dobór gęstej siatki obliczeniowej autorzy zdecydowali się na konwersje siatki tetrahedral na siatkę wielościenną (ang. polyhedra). Zaletą używania tego typu siatki jest uzyskanie dokładniejszych wyników poprzez konwertowanie wypaczonych komórek oraz szybsze uzyskanie wyniku końcowego dzięki mniejszej liczbie komórek w porównaniu do siatki typu tetrahedral. Konwersji siatki dokonano przy użyciu oprogramowania ANSYS Fluent 15. Na podstawie ilości powietrza płynącego w rejonie i wyników pomiarów systemu wielopunktowego zadano warunki brzegowe dla modelu zgodne z danymi z tablicy 1. Na wlocie chodnika C-2 zadano wygenerowany uprzednio rozwinięty profil prędkości i turbulencji (ang. velocity inlet) o wartości średniej 2 m/s. Warunki te dotyczyły zarówno wektora prędkości, jak i ciśnienia statycznego oraz parametrów turbulencji. Dla zaprojektowanego modelu obliczeniowego wyloty z chodników za skrzyżowaniem zostały zdefiniowane jako swobodny wypływ (ang. outflow). Dla wylotów dobrano proporcje rozdziału strumieni, tak by w chodniku C-3 średnia prędkość była zgodna z pomiarami. Obliczenia przeprowadzono dla modeli turbulencji k-e i k-w SST. Dla k-e otrzymano rozwiązanie stacjonarne. Model k-w SST osiągał dobrą zbieżność dla obliczeń przepływu niestacjonarnego z krokiem czasowym 0.1 s, [1]. Porównano pole prędkości w przekroju pomiarowym. Jak pokazuje tabl. 2 dla uśrednionych po czasie przebiegów prędkości obliczonych przy pomocy modelu turbulencji k-w SST osiągnięto zadowalającą zgodność obliczeń z danymi pomiarowymi. Największe różnice występują dla czwartej kolumny przy spągu i sąsiadujących czujników. W modelu struga pozostaje przyklejona do prawego ociosu przy spągu wskutek efektu Coandy (rys. 9). Za przekrojem pomiarowym struga odrywa się i ulega rozproszeniu, dając pole prędkości bardziej podobne do zmierzonego. Rys. 8. Wymiary trójwymiarowego obszaru obliczeniowego skrzyżowania chodnika C2 i C3 KWK Pniówek, [m] Fig. 8. Dimensions of three-dimensional computational area of C-2 and C-3 sidewalks intersection, Pniówek Coal Mine Tablica. 2. Porównanie zarejestrowanych prędkości przepływu z obliczeniami dla modelu k-w SST Table 2. Comparison of the registered flow rates calculated in k-w SST model czujnik nr Fluent m/s Kolumna I Pomiary m/s czujnik nr Fluent m/s Kolumna II Pomiary m/s czujnik nr Fluent m/s Kolumna III Pomiary m/s czujnik nr Fluent m/s Kolumna IV Pomiary m/s 4 0,90 0,89 3 1,42 1,57 2 1,04 1,51 1 1,04 1,40 8 0,93 0,95 7 1,13 1,49 6 1,30 1,57 5 1,27 1, ,88 1, ,20 1, ,40 1,57 9 1,30 1, ,77 1, ,30 1, ,46 1, ,77 1,47

28 26 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 Rys. 9. Przepływ w skrzyżowaniu widoki powierzchni stałej prędkości 1.8 m/s Fig. 9. Flow in the intersections view of isosurface for 1.8 m/s velocity Rys. 10. Stan przepływu 0.8 m nad spągiem rozkład prędkości i pole wektorów prędkości Fig. 10. State flow 0.8 m above floor velocity distribution and velocity vectors field Dla zweryfikowanego w ten sposób opisu przeprowadzono analizę pól prędkości w samym skrzyżowaniu i początkowym odcinku chodnika C-3. Stosując taki sam sposób modelowania, w kolejnym rozdziale analizowano również przepływ w typowej konfiguracji skrzyżowania, gdy chodnik jest drążony prostopadle do wyrobiska udostępniającego. Chodnik i wyrobisko udostępniające są umieszczone niemal pod kątem prostym. W skrzyżowaniu struga powietrza dopływająca przekopem rozgałęzia się. Siły bezwładności powodują, że struga wpływająca do chodnika przykleja się do ociosu po stronie napływu. W początkowym odcinku chodnika struga ta nie wypełnia całego przekroju wyrobiska. Powoduje to powstawanie wirów i stref recyrkulacji przepływu przy przeciwległym ociosie. Strefa ta rozciąga się na długości około 8 metrów, licząc od wlotu chodnika C-3. Pola prędkości, rozkłady składowe, linie prądu przedstawiono na rys Rys. 11. Widoki pola prędkości dla wektorów zaczepionych do wybranej poziomej powierzchni (0.8 m nad spągiem) Fig. 11. Views of the vectors velocity field on selected horizontal surface (0.8 m above floor)

29 Nr 11 PRZEGLĄD GÓRNICZY 27 Rys. 12. Rozkłady składowej prędkości równoległej do osi chodnika C-3 v z dla poziomego przekroju na wysokości 0.8 m nad spągiem i pionowych w ¼, ½ i ¾ szerokości chodnika Fig. 12. Velocity component schedules parallel to the axis of the C-3 sidewalk for horizontal sections at 0.8 m above floor and vertical sections for ¼, ½ i ¾ sidewalk width Odległość od wlotu chodnika C-3 Rys. 13. Rozkłady składowej prędkości równoległej do osi chodnika C-3 v z w poprzecznych przekrojach chodnika, co 1 m od wlotu Fig. 13. Velocity component schedules parallel to the axis of the C-3 side walk in transverse cross-sections of the sidewalk, 1 m from the inlet Obszary lokalnego odwrócenia kierunku przepływu (kolor niebieski na skali barwnej) są widoczne na rozkładach prędkości, przedstawionych na kolejnych ilustracjach (rys. 16, rys. 17). W rozwiniętym przepływie w chodnikach dominuje składowa prędkości równoległa do osi. W otoczeniu skrzyżowania zmiana kierunku i rozgałęzienie przepływu powodują, że powstają lokalne trójwymiarowe struktury w przepływie. Odpowiednio wektory prędkości mają składowe prostopadłe do osi wyrobisk. Pokazuje to rys. 11, na którym zamieszczono kilka widoków pola prędkości dla wektorów zaczepionych do wybranej poziomej powierzchni (0.8 m nad spągiem). Linie prądu wypływające z dwóch linii położonych 0.8 m nad spągiem jedna w chodniku C-2 za skrzyżowaniem, a druga w chodniku C-3 przedstawia rys. 14.

30 28 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 Rys. 14. Linie prądu wypływające z wybranych linii w chodniku C-2 i C-3 Fig. 14. Flowing pathlines from the selected lines in the C-2 and C-3 sidewalks Rys. 15. Linie prądu wychodzące z powierzchni przekroju przy wlocie chodnika C-3, skala barwna określa składową w kierunku osi chodnika v z Fig. 15. Output pathlines from inlet cross-sections of the C-2 and C-3 sidewalk, color scale determines the component in the direction of the sidewalk axis v z W centralnej części przekroju chodnika C-3 powstaje spiralny wir widoczny na obrazach linii prądu wychodzących z powierzchni przekroju drugiego łuku chodnika, licząc od wlotu. Obliczenia prowadzono dla modelu niestacjonarnego. Chwilowe obrazy przepływu co 1 sekundę symulacji po- kazano na kolejnych ilustracjach (rys. 16, rys. 17, rys. 18). Obserwując obrazy dla kolejnych chwil czasowych, można stwierdzić, że opisane tutaj struktury zmieniają swoją postać i położenie w sposób zbliżony do okresowego, podobnie jak monitorowane w czasie obliczeń przebiegi prędkości. Rys. 16. Rozkłady prędkości w kierunku osi wyrobiska v z w przekroju pomiarowym co 1 sekundę symulacji Fig. 16. Velocity distribution in the direction of the sidewalk axis v z in cross-sections by measuring every second of simulation Rys. 17. Rozkłady prędkości poprzecznej do osi wyrobiska v xy w przekroju pomiarowym co 1 sekundę symulacji Fig. 17. Velocity distribution in the direction of the sidewalk axis v xy in cross-sections by measuring every second of simulation

31 Nr 11 PRZEGLĄD GÓRNICZY 29 Rys. 18. Powierzchnie stałej prędkości poprzecznej do osi wyrobiska v xy = 0.3 m/s co 1 sekundę symulacji Fig. 18. Isosurface of constant velocity transverse to the axis of sidewalk v xy = 0.3 m/s by measuring every second of simulation Oddalając się od skrzyżowania, struga rozszerza się i wypełnia cały przekrój chodnika. Rozmiary modelu skrzyżowania wybrano tak, by wyloty chodników znajdowały się za obszarami recyrkulacji. Rys. 19. Linie prądu prowadzące do przekroju w chodniku C-2 za skrzyżowaniem Fig. 19. Pathlines leading to the section of the C-2 sidewalk after intersection Przepływ w skrzyżowaniu o prostopadłym ułożeniu chodników Drugi wariant to hipotetyczne skrzyżowanie chodników bez przeszkód. Służy on do analizy przepływu w sąsiedztwie zmiany kierunku przepływu o 90 0, jaki następuje w takim skrzyżowaniu, [3]. Wykorzystano w nim geometrię z kopalni H po usunięciu odrzwi. Zaprojektowano model skrzyżowania chodników kopalnianych o wysokości 4.1 m oraz szerokości 5.9 m (rys. 20). Model składał się z 4 fragmentów: - odcinek dowierzchni przed skrzyżowaniem o długości 7 m, - skrzyżowanie z przekopem o długości 5.9 m, - odcinek 7 m dowierzchni za skrzyżowaniem, - początkowy odcinek przekopu o długości m, licząc od skrzyżowania. Podobnie jak w pokrewnych zagadnieniach, w modelu zostały również uwzględnione łuki obudowy typu ŁP rozstawione w odległości 0.5 m, a obszar obliczeniowy podzielono na objętości czworościenne (ang. tetrahedral), a następnie przekonwertowano na objętości wielościenne (ang. polyhedra) przy użyciu oprogramowania ANSYS Fluent 15. Jako warunek brzegowy na wlocie zadano uprzednio obliczony rozwinięty profil prędkości (ang. velocity inlet). Warunki określały rozkłady wektora prędkości, parametrów turbulencji oraz ciśnienia statycznego w przekroju. Rozpatrywano również uproszczony wariant z płaskim profilem prędkości na wlocie dowierzchni. Dla zaprojektowanego modelu obliczeniowego wyloty z chodników za skrzyżowaniem zostały zdefiniowane jako swobodne wypływy (outflow), z zadanym udziałem wypływu z dowierzchni i chodnika. Dla ociosu oraz obudowy typu ŁP przyjęto chropowatość o wysokości rzędu 1 mm, a dla spągu 5 cm. Zastosowano typową metodykę obliczeń, rozpoczynając od hybrydowej inicjalizacji stacjonarnego przepływu dla modelu turbulencji k-e. Po otrzymaniu rozwiązania dla modelu ustalonego przepływu analizowano niestacjonarne przepływy dla modeli turbulencji k-e i k-w SST. W analizie procesu odtwarzania rozwiniętego profilu za skrzyżowaniem wykorzystano profil prędkości na wylocie chodnika otrzymany dla stacjonarnego rozwiązania i modelu k-e. Struga płynąca nadal przekopem również zawęża się i przykleja do ociosu przyległego do wlotu chodnika (rys. 9, rys. 19). Rys. 20. Wymiary trójwymiarowego obszaru obliczeniowego prostopadłego skrzyżowania chodników w metrach Fig. 20. Dimensions of three-dimensional computational area perpendicular intersection sidewalks, [m]

32 30 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 Rys. 21. Przebiegi v z - składowej prędkości równoległej do osi dowierzchni obliczone w wybranych punktach obszaru podczas symulacji niestacjonarnego przepływu (model k-w SST) Fig. 21. Runs of v z - velocity component parallel to the axis of the sidewalk calculated in selected points in the area during the simulation of unsteady flow (model k-w SST) Symulacje niestacjonarnego przepływu wymagały przeprowadzenia wstępnych obliczeń. Realizując je, obserwowano zmienność prędkości w wybranych punktach obszaru rozmieszczonych w wybranym przekroju przekopu (rys. 21). Analizę można było rozpocząć, gdy oscylacje przepływu w pełni się rozwinęły i przebiegi były wystarczająco długie, by ocenić, że nie wykazują one trendów zmian wartości średnich. Obliczenia kontynuowano dla czasu 150 sekund. Do analizy wykorzystano końcowy odcinek tego przedziału. Struga dopływająca dowierzchnią rozgałęzia się w skrzyżowaniu. Przyjęte warunki brzegowe narzucają proporcje strumieni objętości na wylotach dowierzchni i przekopu, zgodnie z rozpływem w rzeczywistym obiekcie. Analiza przepływu jest ilustrowana obrazami. Przedstawiają one przebieg linii prądu oraz rozkłady prędkości. Przebieg strug zasilających dowierzchnię i przekop zobrazowano wyznaczając linie prądu dopływające do ich wylotów (rys. 22). W pozostałych przypadkach linie prądu są wyznaczane od wybranych przekrojów. Struga wpływająca do przekopu przykleja się do jego nawietrznego ociosu. Siły bezwładności powodują jej zwężenie. Po stronie zawietrznej blisko wlotu przekopu jest obszar o bardzo złożonym i silnie niestacjonarnym polu prędkości. Występują w nim obszary recyrkulacji i powstają struktury koherentne, które są unoszone przez strugę dopływającą z dowierzchni w stronę wylotu przekopu. Obszary te pokazano Rys. 22. Obraz linii prądu dopływających do wylotu dowierzchni i przekopu oraz rozkład prędkości 1.2 m nad spągiem Fig. 22. Pathlines flowing to the sidewalks outlets and velocity distribution 1.2 m above floor

33 Nr 11 PRZEGLĄD GÓRNICZY 31 Rys. 23. Linie prądu wychodzące z linii w obszarze strugi dopływającej z dowierzchni (a) i linii w obszarze zawirowania przepływu w początkowym odcinku przekopu (b) Fig. 23. Output pathlines from the lines in the area of flowing steam from the sidewalk (a) and lines in the swirl flow in the initial section of the sidewalk (b) Rys. 24. Linie prądu wychodzące z przekrojów przekopu odległych o 1 i 5 m od wlotu Fig. 24. Output pathlines from the sidewalk cross-section 1 and 5 m from the inlet Rys. 25. Powierzchnie prędkości 0.9 m/s przedstawione w odstępach dwusekundowych Fig. 25. Isosurface for 0.9 m/s velocity measuring every two-second simulation na kolejnych rysunkach. Rys. 23 przedstawia przebieg linii prądu wychodzących z wybranych linii przy wlocie chodnika i drugiej pary linii w obszarze największego zawirowania. Rysunek 23 ma ułatwić interpretację kolejnych. Linie prądu wychodzące z całych powierzchni przekrojów odległego o 1 i 5 m od wlotu przekopu przedstawia rys. 24. Stopień niestacjonarności przepływu można ocenić obserwując zmienność kształtu powierzchni stałej prędkości v= 0.9 m/s przedstawianej w dwusekundowych odstępach, które przedstawia rys. 25. Ta cześć strugi, która nadal płynie dowierzchnią odrywa się od ociosu leżącego naprzeciw wlotu chodnika i przykleja

34 32 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 do ociosu od strony wlotu przekopu (rys. 22). Od połowy skrzyżowania przy ociosie przeciwległym wlotowi przekopu powstaje obszar recyrkulacji przepływu. Można spodziewać się, że na odcinku kilkudziesięciu metrów za skrzyżowaniem struga z powrotem wypełni cały przekrój dowierzchni i obszar recyrkulacji zaniknie. W zakresie modelowanego odcinka przekopu (ok. 30 m) struga jest początkowo przyklejona do nawietrznego ociosu, lecz w pobliżu wlotu odrywa się od niego i kieruje się w stronę środka przekroju. 3. Podsumowanie W analizowanych modelach skrzyżowań w początkowym odcinku chodnika, położonego poprzecznie do kierunku dopływającego powietrza, zaburzenia przepływu wywołane przez zmianę kierunku przepływu o prawie 90 o spowodowały powstanie znacznej niejednorodności rozkładu prędkości w przekrojach. W początkowym odcinku następowały lokalne odwrócenia kierunku przepływu po stronie zawietrznej. W obszarze tym trawersowanie przyrządem nierozróżniającym kierunku przepływu może dać dodatkowe błędy. Kolejnym źródłem błędów pomiaru prędkości mogą być występujące w początkowym odcinku chodnika znaczne odchylenie wektorów prędkości od osi chodnika i znaczne niejednorodności rozkładu prędkości. Literatura 1. ANSYS [2013] Fluent User Manual, Ansys Inc. 2. Dean W., R.: Note on the motion of fluid in a curved pipe, Phil. Mag , pp Dziurzyński W, Krawczyk J., Skotniczny P., Janus J., Ostrogórski P.: Badania eksperymentalne rozszerzonego systemu wraz z weryfikacją metodami symulacji komputerowych, w tym z wykorzystaniem modeli 3D. raport z realizacji Etapu 8 - części strategicznego projektu badawczego PS8 pt. Poprawa bezpieczeństwa pracy w kopalniach, IMG-PAN, Eustice J.: Experiments on steam-line motion in curved pipes. Proc. Ray. Soc. 85, Krawczyk J., Skotniczny P., Janus J.: Badania modelowe i eksperymentalne zakresu zmian prędkości powietrza rejestrowanych przez czujnik w zależności od jego umieszczenia oraz profilu prędkości powietrza w przekroju jego zabudowy, Raport końcowy z realizacji Zadania badawczego nr 1 Zadania nr 9 Projektu strategicznego pt. Poprawa bezpieczeństwa pracy w kopalniach, SP/K/9/208300/13, wyd. IMG-PAN 2015, str Menter F.: Turbulence Modeling for Engineering Flows, ANSYS 2012 Inc Rove M.: Measurement and computations of flow in pipe bends, J. Fluid Mech. 1970, Vol 43, part 4, pp Sudo, K., Sumida M., Yamanae R.: Secondary motion of fully developed oscillatory flow in a curved pipe, J. Fluid Mech 237, 1992, pp Niniejsza publikacja została opracowana w ramach realizacji Zadania nr 9 Projektu strategicznego pt. Poprawa bezpieczeństwa pracy w kopalniach, finansowanego przez Narodowe Centrum Badań i Rozwoju (NCBiR). Numer umowy SP/K/9/208300/13

35 Nr 11 PRZEGLĄD GÓRNICZY 33 UKD : 622.4: Monitorowanie zakłóceń parametrów powietrza w systemach dyspozytorskiego nadzoru powstałych w wyniku krótkiego spięcia Monitoring of air parameters disturbances in dispatching systems caused by short circuit prof. dr hab. inż. Stanisław Wasilewski* ) Treść: Systemy monitorowania dostarczają dużej liczby danych o zjawiskach zachodzących w sieci wentylacyjnej kopalni. Obserwacja zmian parametrów powietrza w czasie zaburzeń naturalnych i technologicznych stanowi cenny materiał poznawczy dla badań stanów nieustalonych parametrów powietrza bez konieczności prowadzenia drogich eksperymentów. Przedmiotem artykułu są zaburzenia w sieci wentylacyjnej, a w szczególności w rejonie ścian eksploatacyjnych, wywołane krótkimi spięciami na tamach w tych rejonach. Takie zaburzenia mogą mieć gwałtowny charakter, a jeśli rejon jest wrażliwy na nie, to w konsekwencji może nastąpić zarówno zaburzenie prędkości powietrza, ale często również znaczne zaburzenie stężenia metanu w powietrzu obiegowym. Praktyka pokazuje, że świadomość inżynierów wentylacji o zagrożeniach wynikających z tych zakłóceń rośnie i kopalnie coraz częściej w dokumentacjach technicznych przewietrzania rejonów eksploatacyjnych, wprowadzają liczne zabezpieczenia przed ich skutkami. W artykule zostaną pokazane przykłady rejestracji zakłóceń parametrów powietrza w rejonach ścian eksploatacyjnych powstałych w wyniku krótkich spięć na tamach. Abstract: Monitoring systems provide a large amount of data on the phenomena occurring in the mine ventilation network. Observation of changes in air parameters during natural and technological disturbances constitutes a valuable cognitive material for the study of transient states of air parameters without the necessity of conducting expensive experiments. Disturbances in the ventilation system are the subject matter of this paper, and especially in the area of active longwalls caused by short circuits at the air stoppings in those areas. Such disturbances can have a violent character and, provided the area is sensitive to them, the disorders in air velocity can occur, often with significant disturbances in concentration of methane in the recirculated air as a consequence of such disturbances. Practice shows that awareness of ventilation engineers about the danger of these disturbances is growing and mines are increasingly introducing numerous safeguards against the consequences of such disturbances in their technical documentation of ventilation in the operational areas. This paper presents the examples of recording the air parameters disturbances in the areas of operating longwalls caused by short circuits in the air stoppings. Słowa kluczowe: aerologia górnicza, monitorowanie parametrów powietrza, systemy gazometrii automatycznej w kopalniach, zaburzenia warunków przewietrzania Key words: mining aerology, monitoring of air parameters, automatic gasometry systems in the mines, disturbances in ventilation conditions 1. Wprowadzenie * ) Instytut Mechaniki Górotworu PAN w Krakowie Istotnym elementem kontroli wentylacji kopalni węgla kamiennego jest zapewnienie stabilnych warunków przewietrzania rejonów ścian eksploatacyjnych. Liczne badania i praktyka ostatnich lat pokazują, że bardzo niebezpieczne są stany nieustalone rozkładu ciśnień wokół i wewnątrz zrobów wywołane zaburzeniami wentylacyjnymi, np. przez krótkie spięcie lub zmianę ciśnienia barometrycznego, które mogą powodować niekontrolowane migracje gazów w zrobach oraz prowadzić do sytuacji niebezpiecznych. Systemy monitorowania zagrożeń gazowych, z szeroko rozbudowanymi funkcjami zabezpieczeń, stosowane powszechnie przez kopalnie węgla, oprócz nadzoru i kontroli parametrów powietrza z sygnalizacją stanów awaryjnych i alarmowych, stanowią również źródło danych o parametrach powietrza w podziemnych wyrobiskach kopalni. Systemy zabezpieczeń gazometrycznych są projektowane przez kopalnie z zachowaniem obowiązujących przepisów, ale zwykle pod kątem normalnej eksploatacji, kiedy zmiany parametrów podlegają wolnym zmianom. Katastrofom i wypadkom w podziemnych wyrobiskach kopalń towarzyszą stany nieustalone o dużej dynamice (ich przebieg jest bardzo gwałtowny), które mogą być obecnie rejestrowane dzięki nowoczesnym systemom gazometrii automatycznej stosowanym coraz powszechniej w kopalniach. Praktyka pokazuje, że konfiguracja systemu zabezpieczeń gazometrycznych ma często znaczenie dla skuteczności zabezpieczeń, ale także dla odtwarzania przebiegu i okoliczności zdarzeń i katastrof.

36 34 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 Początkowo zaburzenia, szczególnie te o dużej dynamice, nie były rejestrowane w systemach kontroli i monitorowaniu wentylacji, gdyż rejestracje z cyklem 4-minutowym mogły pominąć te krótkotrwałe zaburzenia parametrów powietrza. Jednak rozwój systemów gazometrii, a w szczególności krótki czas rejestracji pozwala obecnie zauważyć tego typu zaburzenia. Szczególnie niebezpieczne, z uwagi na szybkie zmiany warunków przewietrzania, są zaburzenia wywołane krótkimi spięciami na tamach. Kopalnie stosują obecnie zabezpieczenia na tamach newralgicznych dla stabilności przewietrzania, które nie pozwalają na równoczesne otwarcie tam w układzie śluzy, ponadto zabudowują czujniki analogowe różnicy ciśnień na tamach, które sygnalizują i rejestrują takie zaburzenia w dyspozytorni. Ponadto w ramach zabezpieczeń metanometrycznych kopalnie stosują układy natychmiastowego wyłączania energii elektrycznej w rejonie ściany w przypadku wzrostu stężenia metanu powyżej wartości krytycznej. W artykule zostaną pokazane trzy przypadki zaburzenia typu krótkie spięcie wraz z ich skutkami w postaci spadku prędkości przepływu powietrza i wzrostu stężenia metanu w rejonie ściany. Dwa z tych przykładów są wynikiem badań i analiz przeprowadzonych w ramach działań komisji po zapaleniach i wybuchach metanu. Trzeci przykład pokazuje jak kontrolę zaburzeń parametrów powietrza realizują obecnie nowoczesne systemy zabezpieczeń gazometrycznych. W podsumowaniu analizy przypadków zostaną zaproponowane dodatkowe zabezpieczenia przed skutkami krótkich spięć w oparciu już o pierwsze symptomy (spadek ciśnienia na tamach), a nie dopiero na ostateczny skutek, czyli wzrost stężenia metanu. Zebrany materiał stanowi obszerną bazę danych oraz cenny materiał poznawczy dla analizy przypadków i badania zaburzeń oraz prowadzenia badań modelowych metodami symulacji komputerowych. 2. Rejestracja zaburzeń warunków przewietrzania ściany 183 pokład 418 poziom 790 m w kopalni P w wyniku krótkiego spięcia w systemie gazometrii automatycznej (Raport WUG, 2007) Ściana 183 w kopalni P eksploatowana była w pokładzie 418 na poziomie 790 m. Pokład 418 zaliczany był do III stopnia zagrożenia tąpaniami, II kategorii zagrożenia metanowego, klasy B zagrożenia pyłowego oraz I stopnia zagrożenia wodnego. Ściana 183 o długości około 276 m i wybiegu 825 m wybierana była na wysokość 2,0 2,7 m systemem ścianowym poprzecznym z zawałem skał stropowych, została uruchomiona w maju W przyjętym systemie przewietrzania, powietrze do ściany 183 w pokładzie 418 doprowadzane było z poziomu 790 m, przekopami w kierunku dowierzchni 18/2a w pokładzie 418, a dalej (rys. 1) chodnikiem piętrowym 18 i dowierzchnią 18/3a w pokładzie 418. Zużyte powietrze odprowadzane było dowierzchnią 18/4 w pokładzie 418, chodnikiem nadścianowym 18b w pokładzie 418, a dalej przekopami do szybu Lech II na poziom 664 m. Średni dobowy postęp ściany w okresie rozruchu ograniczono do 2.0 m/d, przy minimalnej ilości powietrza przepływającego przez ścianę, w ilości 500 m 3 /min, co miało zapewnić prędkość powietrza w ścianie przekraczającą 1.0 m/s. Metanowość rzeczywista nie przekroczyła 5 m 3 CH 4 /min, jednak przy wysokiej liczbie przekroczeń dopuszczalnych stężeń metanu na wlocie do ściany (1% CH 4 ). Uznano, że przyczyną tego stanu było niwelacyjne usytuowanie zrobów ściany 183 po wzniosie w kierunku do skrzyżowania z dowierzchnią 18/3a, co przy niewielkim wydatku powietrza płynącego przez ścianę, powodowało migrację gazów zrobowych wraz z metanem po wzniosie zrobów w wyniku oddziaływania depresji naturalnej. Rys. 1. Schemat przewietrzania i rozmieszczenia czujników w rejonie ściany 183 pokład 418 Fig. 1. Diagram of ventilation and location of sensors in the area of longwall 18, seam no. 418

37 Nr 11 PRZEGLĄD GÓRNICZY 35 W celu zwalczania zagrożenia metanowego w rejonie skrzyżowania ściany 183 z dowierzchnią 18/3a w pokładzie 418 (wlot do ściany) utrzymywana była końcówka lutniociągu z lutni elastycznej tłoczącego powietrza w rejon skrzyżowania oraz strumienice. W rejonie skrzyżowania ściany 183 z dowierzchnią 18/4 w pokładzie 418 utrzymywano pomocnicze urządzenia wentylacyjne w postaci przegrody wentylacyjnej oraz strumienic. Nadzór dyspozytorski w zakresie gazometrii automatycznej w kopalni Pokój wykorzystywał obok systemu metanometrii (CMC- 3M +SEMP) o działaniu ciągłym i czasie rejestracji 10 sekund, system cykliczny CTT-63Up o czasie działania i rejestracji 4 minuty oraz system KSP-1 o czasie działania i rejestracji 50 sekund. Wszystkie te systemy były włączone do systemu wspomagania dyspozytorskiego SWmP, który prowadził zintegrowaną archiwizację sygnałów analogowych oraz danych o stanie pracy urządzeń. Pomimo prowadzenia eksploatacji ściany 183 pokład 418 z zachowaniem wszelkich rygorów, w dniu 28 lipca 2007 około godziny 5:41 w czasie wykonywania robót strzałowych nastąpiło zapalenie metanu, w wyniku którego czterech górników uległo poparzeniu. W okresie obserwacji poprzedzającym zdarzenie zarejestrowano wiele zaburzeń warunków przewietrzania, w postaci krótkich spięć, powodujących kilku czy kilkunastominutowe zaburzenia przepływu powietrza, a w konsekwencji znaczne wzrosty stężenia metanu na wlocie i w początkowym odcinku ściany, które rejestrowały metanomierze MM157 i MM156. Niestety system monitorowania prędkości powietrza (anemometria automatyczna) przyjęty w kopalni Pokój oparty był na cyklicznych pomiarach z okresem 4-minutowym, który nie pozwalał na obserwację i rejestrację chwilowych krótkotrwałych zaburzeń przepływu powietrza w ścianie, które mogły mieć istotny wpływ na chwilowe zaburzenia stężenia metanu. Fakt ten utrudnił również analizę i poszukiwanie przyczyn krótkotrwałych gwałtownych wzrostów stężenia metanu na wlocie do ściany (MM 156 i MM 157). W tej sytuacji pomocnym w odtworzeniu zaburzeń przepływu powietrza w rejonie i w ścianie była analiza otwarcia/zamknięcia tam (śluz) zabudowanych w chodniku nadścianowym 18b (rys. 1), które równocześnie otwarte tworzyły krótkie spięcia wentylacyjne w rejonie ściany 183. Należy stwierdzić, że w miesiącu czerwcu były cztery takie okresy, kiedy zarejestrowano wiele krótkich spięć dla ściany 183 (chodnik nadścianowy 18b), nawet ponad 100 w ciągu doby, a niektóre z nich trwały nawet kilka godzin. Jest oczywistym, że te krótkie spięcia, stanowiące zaburzenia przewietrzania ściany 183, miały również wpływ na zaburzenia stężenia metanu (rys. 2). W dniu 15 czerwca w okresie od 19:47 do 20:12 w systemie nadzoru dyspozytorskiego zarejestrowano (rys. 3) krótkie spięcie na tamach tam 6_8 i 6_19 w chodniku nadścianowym 18b i wówczas prędkość powietrza rejestrowana przez anemometr V89 zmieniła się od wartości 0,8 m/s do 0,3 m/s i z powrotem do 0,7 m/s. W czasie tego zaburzenia wystąpił wzrost stężenia metanu na wlocie do ściany na metanomierzu MM 156 do wartości 4,1% CH 4. Porównując okresy krótkich spięć na śluzie w chodniku nadścianowym 18b z zapisami stężenia metanu na wlocie do ściany (MM 156 i MM 157), należy stwierdzić, że właśnie w czasie tych zaburzeń rejestrowano wzrosty wskazań na metanomierzu MM 156 nawet do 3,6% CH 4. Podobnie gwałtowne wzrosty stężenia metanu nawet do 14% CH 4 rejestrował metanomierz MM 157. Wykorzystując rejestracje stanu otwarcia/zamknięcia tam 6_8 i 6_19 zabudowanych w formie śluzy w chodniku nadścianowym 18b, określono okresy czasu kiedy, obie tamy w śluzie były otwarte, co stanowiło krótkie spięcia dla ściany Rys. 2. Raport graficzny stężenia metanu MM157, MM156 w okresie krótkich spięć Fig. 2. Graphical report of concentration of methane MM157, MM156 during short circuits

38 36 PRZEGLĄD GÓRNICZY pokł Szczegółowa analiza czasu wystąpienia oraz trwania krótkich spięć na tamach w chodniku nadścianowym 18b oraz ich wpływu na zaburzenia prędkości powietrza i stężenia metanu w ścianie 183 pozwoliła jednoznacznie wskazać ich bezpośredni związek, co pokazano na rysunkach 3 i 4. Natomiast 1 lipca około godz. 6:25-6:29, w wyniku krótkiego spięcia na tych tamach w chodniku nadścianowym 18b prędkość powietrza na wlocie do ściany 183 zarejestrowana przez anemometr V89 (rys. 4) zmniejszyła się chwilowo od wartości 0,9 m/s do 0,3 m/s i z powrotem do wartości 0,9 m/s. Z kolei to zaburzenie prędkości powietrza było przyczyną gwałtownych wzrostów stężenia metanu na metanomierzu MM 156 do 5% CH 4 i MM 157 do 2,3% CH 4. Rys. 3. Zmiany prędkości powietrza i stężenia metanu MM156 w okresie krótkich spięć Fig. 3. Changes in air velocity and concentration of methane MM156 during short circuits Rys. 4. Zmiany prędkości powietrza i stężenia metanu MM157, MM156 w okresie krótkich spięć Fig. 4. Changes in air velocity and concentration of methane MM157, MM156 during short circuits

39 Nr 11 PRZEGLĄD GÓRNICZY Wnioski z analizy Przyjęty system zabezpieczeń gazometrycznych w kopalni nie był adekwatny do gwałtownych zmian parametrów powietrza w rejonie ściany 183, w pokładzie 418. Chwilowe i szybkie zmiany parametrów powietrza wskazały na potrzebę zastosowania rozwiązań o działaniu ciągłym i czasach rejestracji zdarzeń co 2 sekundy, w szczególności w zakresie przepływu powietrza i stężenia metanu. Gwałtowne wzrosty stężenia metanu na wlocie do ściany mogły być spowodowane: zbyt małą prędkością (wydatkiem) powietrza przewietrzającego ścianę (ok. 500 m 3 /min), a w przypadku krótkich spięć nawet 300 m 3 /min, niestabilnym przewietrzaniem ściany 183 pokł. 418 w wyniku krótkich spięć wentylacyjnych oraz zniżek barometrycznych, niwelacyjnym usytuowaniem zrobów ściany 183 po wzniosie w kierunku do skrzyżowania z dowierzchnią 18/3a (wlotu ściany). Zaproponowano wykonanie schematu potencjalnego ściany 183 pokł. 418, co pozwoliłoby na oszacowanie wpływu zaburzeń wentylacyjnych na chwilowe zmiany stężeń metanu. 3. Zaburzenie warunków przewietrzania w wyniku krótkiego spięcia zarejestrowane w systemie nadzoru dyspozytorskiego,w ścianie F-22 pokład 405/1 w kopalni B (Raport WUG, 2009) Ściana F-22 eksploatowana była w pokładzie 405/1łg, o miąższości od 3,8 do 5,2 m, który był słabo skłonny do samozapalenia (II grupa samozapalności). Ściana została uruchomiona w 2008 roku i była prowadzona w warunkach III kategorii zagrożenia metanowego, klasy,,b zagrożenia wybuchem pyłu węglowego, I stopnia zagrożenia wodnego, systemem podłużnym z zawałem stropu oraz była przewietrzana systemem na,,u wzdłuż calizny węglowej. Powietrze do ściany w ilości około 1500 m 3 /min doprowadzane było z poziomu 950 m i odprowadzane na poziom 713 m (rys. 5). Dodatkowo w przekopie taśmowym II wschodnim, na zachód od chodnika F-22a, zabudowany był wentylator WLE- 1003B z lutniami Φ1000 mm, którym tłoczono powietrze na skrzyżowanie ściany F-22 z chodnikiem F-22b. W odległości około 200 m od ściany F-22 zabudowana była chłodnica powietrza urządzenia chłodzącego typu DV-290. Chodniki przyścianowe były likwidowane poprzez wykonywanie tam odgradzających, w postaci tam deskowych, obitych płótnem wentylacyjnym i uszczelnianych pianką izolacyjną. Przyjęty system zabezpieczeń metanometrycznych dla ściany F-22 pokł. 405/1 obejmował metanomierze w ścianie, wyłączające energię elektryczną w ścianie i wyrobiskach przyległych w momencie przekroczenia wartości krytycznych określonych przepisami tj. 1,0% CH 4 na wlocie do ściany (MM248), a w końcówce ściany 1,8% CH 4 (MM242 i MM258), co stanowiło wartość poniżej określonej przepisami granicy 2,0% CH 4. Ponadto system zabezpieczał urządzenia elektryczne w chodniku F-22a, wyłączając napięcie w przypadku stężenia metanu przekraczającego 1,5% CH 4 (MM266). Niestety przyjęty w kopalni system monitorowania prędkości powietrza oparty na cyklicznych pomiarach z okresem 4-minutowym (anemometr V140 włączony do systemu przez centralę analogową CMM-20m), nie pozwalał na rejestrację chwilowych i krótkotrwałych zaburzeń przepływu powietrza doprowadzanego do ściany, które mogły mieć istotny wpływ na chwilowe zaburzenia stężenia metanu. Rys. 5. Schemat przewietrzania i rozmieszczenia czujników w rejonie ściany F-22 pokład 405/1 Fig. 5. Diagram of ventilation and location of sensors in the area of longwall F-22, seam no. 405/1

40 38 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 W dniu o godzinie w rejonie ściany F-22, nastąpiło zapalenie i wybuch metanu. W zagrożonym rejonie znajdowało się 36 pracowników z których 23 uległo wypadkom, w tym 6 - ze skutkiem śmiertelnym, 5 - wypadkom ciężkim i 12 - wypadkom lekkim. W ramach badań Komisji powołanej przez Prezesa WUG w celu zbadania przyczyn i okoliczności zdarzenia wykonano analizę przebiegu zmian parametrów powietrza rejestrowanych przez czujniki systemu gazometrii automatycznej w rejonie ściany F-22 pokład 405/1 (rys. 5) przed i w czasie zdarzenia. Dokonano szczegółowej analizy zapisów sygnałów pomiarowych i komunikatów w systemach gazometrii automatycznej i dyspozytorskiego nadzoru SWµP-3 i ZEFIR NT, które rejestrowały parametry powietrza oraz stan pracy urządzeń wentylacyjnych w rejonie ściany F-22 i w chodnikach przyległych. Przeszukiwano archiwa systemów min. pod kątem zarejestrowanych zaburzeń wentylacyjnych i ich ewentualnego związku z powstałym zdarzeniem. W okresie poprzedzającym zdarzenie systemy rejestrowały zaburzenia parametrów przewietrzania min. w wyniku krótkich spięć na tamach, to jednak były one na tyle wcześnie przed zdarzeniem, że Komisja nie znalazła ich bezpośredniego związku przyczynowego z tym zdarzeniem Krótkie spięcie wentylacyjne w rejonie ściany F-22 pokład 405/1 W okresie poprzedzającym zdarzenie, tj. około pół godziny przed zapaleniem i wybuchem metanu, w rejonie ściany F-22 nastąpiło krótkie spięcie w wyniku równoczesnego otwarcia tamy BT153 w chodniku F-20 pokład 405/1 w godzinach od 21:22:55 do 22:06:15 oraz tamy BT152 w pochylni F-22 pokład 405/1 w godzinach 22:03:44 do 22:05:12 (rys. 6). Oznaczało to, że przez około 1,5 minuty obie tamy były otwarte. Efektem krótkiego spięcia, anemometr V140 w chodniku F-22 na wlocie do rejonu ściany F-22 (rys. 1) zarejestrował zmniejszenie prędkości powietrza z 1,2m/s, w normalnym stanie przewietrzania, do wartości 0,5m/s, który w kolejnym pomiarze, tj. po czterech minutach (rys. 7) powrócił do stanu 1,5m/s. Niestety, nie można było stwierdzić jak długo trwało zakłócenie prędkości powietrza oraz jak szybko zmieniała się prędkość powietrza, z uwagi na włączenie anemometru V140, do systemu CMM-20m z pomiarem i rejestracją co 4 minuty. W wyniku krótkiego spięcia nastąpiło zakłócenie stanu przewietrzania w rejonie ściany F-22 pokład 405/1, które oprócz zmiany prędkości powietrza spowodowało również chwilowy wzrost stężenia metanu o około 0,3% CH 4 zarejestrowany na czujniku M242 na wylocie ze ściany F-22 nad napędem przez ponad 2 minuty oraz na metanomierzu M258 w chodniku F-22b za przegrodą wzrost o 0,2% CH 4 (rys. 7). Wzrost ten został również zarejestrowany po około 2 minutach na czujniku M266 zabudowanym w chodniku F-22b przed transformatorem, tzn. w odległości ponad 200 metrów od ściany. Przedstawiony przykład pokazał, że przyjęty system zabezpieczeń gazometrycznych w zakresie monitorowania prędkości powietrza w rejonie ściany F-22, nie uwzględniał właściwie zmian parametrów powietrza w czasie krótkiego spięcia. Jednym z zaleceń Komisji badającej przyczyny i okoliczności zdarzenia, było wskazanie kopalni na konieczność zastosowania w przyszłych zabezpieczeniach gazometrycznych, w zakresie pomiaru i rejestracji prędkości powietrza, rozwiązań o działaniu ciągłym i czasach rejestracji zdarzeń co 2 sekundy. 4. Reakcja sytemu zabezpieczeń gazometrycznych na krótkie spięcie w rejonie ściany G-6 w pokładzie 412łg+łd i 412łg w kopalni Z (Raport PS9, 2015) Ściana G-6 eksploatowana była w pokładzie 412łg+łd i 412łg o miąższości 2,83 3,40 m, średnio 3,1 m i nachyleniu 6 16 /NEE NE. Długość ściany wynosiła około ,5 m i wybiegu ok. 600m, a planowanym postępie dobowym Rys. 6. Zapis krótkiego spięcia w systemie ZEFIR Fig. 6. Record of short circuit in the ZEFIR system

41 Nr 11 PRZEGLĄD GÓRNICZY 39 Rys. 7. Zmiany stężenia metanu w rejonie ściany F-22 w wyniku krótkiego spięcia Fig. 7. Changes in the concentration of methane in the area of longwall F-22 as a result of a short circuit ~3,15 m/d, przy wydobyciu ~2500 t/d. Ściana G-6 była eksploatowana w IV kategorii zagrożenia metanowego, klasa B zagrożenia wybuchem pyłu węglowego, II grupa samozapalności, I stopień zagrożenie tąpaniami, a temperatura górotworu wynosiła 36 41ºC. Ściana przewietrzana była systemem na Y, a powietrze do ściany G-6 doprowadzane było z przekopu F kołowego i F taśmowego poziom 900, chodnikiem transportowym G-2, pochylnią transportową G-4, a dalej chodnikiem podścianowym G-6 w pokładzie 412łg+łd i 412łg, w ilości 1800 m 3 /min przez ścianę jako prąd zasadniczy oraz 700 m 3 /min jako doświe- żanie chodnikiem nadścianowym G-6 w pokładzie 412łg+łd i 412łg. Powietrze ze ściany G-6 odprowadzano chodnikiem nadścianowym G-6 w pokładzie 412łg+łd i 412łg do przekopu H taśmowego poz Schemat przewietrzania ściany G-6 pokład 412łg+łd i 412 łg pokazano na rysunku 8. Przyjęty system zabezpieczeń metanometrycznych dla ściany G-6 pokł. 412łg+łd i 412 łg obejmował metanomierze (rys. 8) w ścianie, które wyłączały energię elektryczną w ścianie i wyrobiskach przyległych w momencie przekroczenia wartości krytycznych określonych przepisami, tj. 1,0% CH 4, dla metanomierza MM099 zabudowanego w ścianie G-6 Rys. 8. Schemat przewietrzania i rozmieszczenia czujników w rejonie ściany G-6 pokład 412łg+łd Fig. 8. Diagram of ventilation and location of sensors in the area of longwall G-6, seam no. 412łg+łd

42 40 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 w odległości nie większej niż 10 m od chodnika podścianowego G-6, a w końcówce ściany 2,0% CH 4, dla metanomierza MM096 zabudowanego w ścianie G-6 w odległości 2 m przed skrzyżowaniem z chodnikiem nadścianowym G-6. Ponadto metanomierz MM097 zabudowany w chodniku nadścianowym G-6 w pokładzie 412łg+łd i 412łg w odległości m przed skrzyżowaniem z przekopem H taśmowym poz. 900, który przy przekroczeniu progu 1,5%% CH 4 sygnalizował przekroczenie w dyspozytorni metanometrii, a po przekroczeniu progu 2,0% CH 4 wyłączał urządzenia elektryczne w ścianie i wyrobiskach przyległych oraz w przekopie H taśmowym poz. 900 od skrzyżowania z chodnikiem nadścianowym G-6. Dla ściany G-6 pokł. 412łg+łd i 412 łg przyjęto również rozbudowany system monitorowania i kontroli prędkości powietrza (anemometria automatyczna) z automatycznym wyłączaniem energii elektrycznej w ścianie i wyrobiskach przyległych, przez trzy anemometry (rys. 8): anemometr AN186, kontrolujący prąd zasadniczy do ściany G-6, zabudowany w pochylni transportowej G-4 w pokładzie 412łg, w odległości m za skrzyżowaniem z chodnikiem podścianowym G-4 w pokładzie 412łg, anemometr AN183, kontrolujący prąd doświeżający wylot ściany G-6, zabudowany w chodniku nadścianowym G-6, w odległości m za skrzyżowaniem z chodnikiem podścianowym G-4 pokł.412łg, anemometr AN007, kontrolujący wylot z rejonu ściany G-6, zabudowany w chodniku nadścianowym G-6, w odległości m przed skrzyżowaniem z przekopem H taśmowym poz Progi alarmowe wyłączania energii elektrycznej w rejonie ściany G-6 dla minimalnej ilości powietrza były określone z częstotliwością 1 raz w miesiącu. Kontrolą w systemie zabezpieczeń objęte były również tamy spięciowe (śluza), między którymi zabudowano czujnik różnicy ciśnień DP111, w chodniku podścianowym G-4 w pokładzie 412łg (rys. 8). Równoczesne otwarcie tych tam (krótkie spięcie) mogło mieć istotny wpływ na chwilowe zaburzenia prędkości powietrza i stężenia metanu, stąd wskazania czujnika różnicy ciśnień między tamami były rejestrowane i sygnalizowane w dyspozytorni metanometrii. Przykład ten wybrano, aby pokazać, jak dobrze skonfigurowany system zabezpieczeń z wykorzystaniem nowoczesnych rozwiązań może szybko reagować na krótkie spięcie w rejonie ściany. W dniu roku na zmianie A około godziny 11:00, w chodniku podścianowym G-4 w pokładzie 412łg (rys. 8), nastąpiło krótkie spięcie przez jednoczesne otwarcie tam, które w systemie gazometrii zarejestrował czujnik różnicy ciśnień na tamach (DP111) oraz wszystkie trzy anemometry AN186, AN183 oraz AN007, co pokazano na rysunku 9. Przebiegi prędkości powietrza w rejonie ściany G-6 po krótkim spięciu (rys. 9) pokazały, że dla rejestracji z cyklem minutowym zarejestrowano równoczesną zmianę prędkości powietrza na wszystkich trzech anemometrach z otwarciem tam w chodniku podścianowym G-4 w pokładzie 412łg, o godzinie 10:31 oraz zamknięciem tych tam o godzinie 12:04. Podobnie na podstawie przebiegów pokazanych na rysunku 10, można stwierdzić, że zmiany stężenia metanu w końcówce ściany MM096 były równoczesne ze zmianami prędkości powietrza. Dla lepszego pokazania szybkości i charakteru zmian parametrów powietrza zarejestrowanych, po krótkim spięciu na tamach w chodniku podścianowym G-4 w pokładzie 412łg, wykorzystano rejestracje sekundowe parametrów powietrza w rejonie ściany G-6 (rys. 11 i 12). Rys. 9. Zmiany różnicy ciśnień na tamach i prędkości powietrza w rejonie ściany G-6 w wyniku krótkiego spięcia na tamach w chodniku podścianowym G-4 w pokładzie 412łg rejestracja minutowa Fig. 9. Changes in pressure drop in air stoppings and air velocity in the area of longwall G-6 as a result of a short circuit in stoppings at the bottom gate G-4 and in seam no. 412łg - one minute recording

43 Nr 11 PRZEGLĄD GÓRNICZY 41 Rys. 10. Zmiany prędkości powietrza w rejonie i stężenia metanu w końcówce ściany G-6 w wyniku krótkiego spięcia na tamach w chodniku podścianowym G-4 w pokładzie 412łg rejestracja minutowa Fig. 10. Changes in air velocity in the region and the concentration of methane at the end of longwall G-6 as a result of a short circuit in air stoppings at the bottom gate G-4 in seam no. 412łg - one minute recording Rys. 11. Zmiany różnicy ciśnień na tamach i prędkości powietrza w rejonie ściany G-6 w wyniku krótkiego spięcia na tamach w chodniku podścianowym G-4 w pokładzie 412łg rejestracja sekundowa Fig. 11. Changes of pressure drop and air velocity in the area of longwall G-6 as a result of a short circuit in air stoppings at the bottom gate G-4 in seam no. 412łg - one second recoding

44 42 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 Porównując zmiany prędkości powietrza rejestrowane przez trzy anemometry ze zmianą ciśnienia na tamach po otwarciu tam (rys.11), widać, że to nie są równoczesne i równie szybkie zmiany, a rejestracje prędkości powietrza, co jest naturalne, są jednak wolniejsze. Zdecydowanie wolniejsze (rys. 12) jest natomiast narastanie stężenia metanu w końcówce ściany MM096 (linia ciemnoniebieska), po zmniejszeniu prędkości powietrza w prądzie zasadniczym przewietrzającym ścianę AN186 (linia czerwona), w wyniku krótkiego spięcia, po otwarciu tam w chodniku podścianowym G-4 w pokładzie 412łg. Po zamknięciu tam i wzroście prędkości powietrza przewietrzającego ścianę AN186, wzrost stężenia metanu MM096 jest wyraźnie szybszy i ma tendencję do przeregulowania z powolnym przejściem do wartości ustalonej. Porównując działanie zabezpieczeń przed gwałtownymi zaburzeniami warunków przewietrzań, w wyniku którego spięcie dla trzech wybranych przykładów widać wyraźnie jak rozwój systemów gazometrii automatycznej i skracanie czasu reakcji i rejestracji parametrów powietrza wpływa na efektywność zabezpieczeń gazometrycznych, szczególnie na gwałtowne zaburzenie warunków przewietrzania, np. w wyniku krótkich spięć. Przedstawiony przykład krótkiego spięcia w rejonie ściany G-6, dzięki zastosowaniu do zabezpieczeń systemu o działaniu ciągłym i krótkim kilkusekundowym okresie rejestracji, dobrze pokazuje szybkość i charakter zmian parametrów powietrza (prędkości powietrza i stężenia metanu) w wyniku krótkiego spięcia na tamach. Jednak mimo tego nowoczesnego rozwiązania nie uniknięto wzrostu zagrożenia związanego ze wzrostem stężenia metanu w końcówce ściany do 2,1% CH Podsumowanie Zaburzenia w sieci wentylacyjnej, a w szczególności w rejonie ścian eksploatacyjnych, wywołane krótkimi spięciami na tamach mają gwałtowny charakter, a w ich konsekwencji następuje szybki spadek prędkości (ilości) powietrza przewietrzającego ścianę, a także wzrost stężenia metanu w powietrzu obiegowym w rejonie ściany. Praktyka pokazuje, że kopalnie coraz częściej w dokumentacjach technicznych wprowadzają liczne zabezpieczenia przed skutkami tych zaburzeń. Przykład z rejestracją parametrów powietrza w rejonie ściany G-6 po krótkim spięciu dobrze oddaje szybkość i charakter zmian parametrów powietrza, pokazując równocześnie skutki tego zaburzenia w kolejności: Rys. 12. Zmiany prędkości powietrza w rejonie i stężenia metanu w końcówce ściany G-6 w wyniku krótkiego spięcia na tamach w chodniku podścianowym G-4 w pokładzie 412łg rejestracja sekundowa Fig. 12. Changes in air velocity in the region and the concentration of methane at the end of longwall G-6 as a result of a short circuit in air stoppings at the bottom gate G-4 in seam no. 412łg - one second recording

45 Nr 11 PRZEGLĄD GÓRNICZY 43 Przyjęte systemy zabezpieczeń właściwie reagują automatycznym wyłączeniem energii elektrycznej na wzrost stężenia metanu ponad wartość krytyczną, a praktyka górnicza oraz przedstawione przykłady pokazują, że to jest już końcowy skutek krótkiego spięcia. Stąd proponuje się, aby w systemach zabezpieczeń metanometrycznych wyłączenia energii elektrycznej następowały automatycznie w pierwszej kolejności po spadku ciśnienia na tamach w wyniku otwarcia obu tam (krótkiego spięcia). Obecnie fakt ten jest jedynie rejestrowany i sygnalizowany w dyspozytorni. Równocześnie stan ten jako zagrożenie powinien być automatycznie sygnalizowany przy tamach, np. sygnałem dźwiękowym. Oczywiście wyłączenie energii elektrycznej po przekroczeniu krytycznej wartości stężenia metanu byłoby nadal obowiązujące, ale w tym wypadku stanowiłoby tzw. drugą linię obrony. Materiały zebrano i opracowano w ramach pracy statutowej IMG PAN pt. Rozwój efektywnych narzędzi komputerowych do wariantowych symulacji procesu przewietrzania z dostępem do czujników systemu gazometrycznego kopalni Literatura 1. Analiza zagrożenia metanowego w ścianie 183, pokład 418, poziom 790 m w KWK Pokój na podstawie zapisów systemów gazometrii automatycznej. Raport Komisji Prezesa WUG powołanej w celu analizy przyczyn i okoliczności katastrofy w dniu w KW S.A. Oddział KWK Pokój w Rudzie Śląskiej. Katowice, sierpień Analiza stanu i próba oceny zagrożenia oraz przebiegu zdarzenia w ścianie F-22 pokład 405/1 w kopalni Borynia na podstawie zapisów w systemach nadzoru dyspozytorskiego. Raport Komisji Prezesa WUG do zbadania przyczyn i okoliczności zapalenia i wybuchu metanu oraz wypadku zbiorowego, zaistniałych dnia 4 czerwca 2008 r. w JSW S.A., KWK Borynia w Jastrzębiu Zdroju. Katowice, marzec Raport PS9, projektu strategicznego Poprawa bezpieczeństwa pracy w kopalniach. Zadanie nr 9 pt. Wyznaczanie współczynnika korekcji pomiędzy automatycznym pomiarem prędkości powietrza a uśrednioną wartością prędkości mierzoną anemometrem ręcznym, nr umowy SP/K/9/208302/13 finansowanego przez NCBiR. Kraków, czerwiec 2015.

46 44 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 UKD : 622.4: Pole prędkości w otoczeniu sztucznie wytworzonej przeszkody na spągu chodnika kopalnianego Velocity field in the area of artificially generated barrier on the mine drift floor dr hab. inż. Jerzy Krawczyk* ) mgr inż. Jakub Janus* ) Treść: Jednym ze źródeł zaburzeń warunków przewietrzania chodników kopalnianych są miejsca, gdzie występuje wypiętrzenie spągu. Wpływ ten można badać eksperymentalnie. W chodniku kopalni S ułożono na spągu stos worków z pyłem kamiennym i przykryto go płótnem wentylacyjnym, tworząc przeszkodę o zarysie zbliżonym do wybrzuszenia spągu. W miejscu budowy przeszkody rozmieszczono kilkanaście czujników, które rejestrowały prędkości przepływu powietrza podczas eksperymentu. Dało to możliwość określenia wpływu przeszkody na pole prędkości przekroju jej zabudowy. Symulacja komputerowa, której wyniki przedstawia artykuł pozwala na pokazanie specyficznych warunków przepływu w szerszym otoczeniu miejsca eksperymentu i zmian spowodowanych przez przeszkodę. W odcinku chodnika od strony napływu znajdowały się liczne źródła zaburzeń przepływu, takie jak podwójne odrzwia tamy bezpieczeństwa, palisada stojaków, kaszty oraz pryzma urobku. Obszar obliczeniowy został ukształtowany w taki sposób, by dysponując jedynie wartością strumienia objętości na wlocie i geometrią obiektu, otrzymać możliwie dobrą zgodność wyników z danymi pomiarowymi. W ten sposób zweryfikowano metodykę symulacji, a następnie przeprowadzono analizę obrazu pola prędkości w otoczeniu miejsca pomiarów. Wyniki symulacji przedstawiono w formie sporządzonych dla wybranych przekrojów rozkładów prędkości i pól wektorów prędkości, a także powierzchni stałej prędkości oraz wykresów linii prądu. Abstract: One of the sources of mine ventilation disturbance are places with local floor bulge. This impact can be studied experimentally. In S mine drift coal dust bags have been arranged on the floor and have been covered by ventilation canvas to create a barrier similar to floor bulge. In place of the barrier several sensors have been placed which measured the velocity of airflow during the experiment. This gave the opportunity to determine the effect of floor bulge on the flow field section. Computer simulation shows specific flow conditions in the wider vicinity of measuring points in the experiment. In sidewalk part from the inflow there were numerous sources of flow disturbances such as double doorpost, cribs and props. Calculation area was designed in such a way, that the value of the flow rate at the inlet and geometry of the sidewalk only suffice to receive possible good agreement with measured results. In this way, it was possible to verify the simulation methodology followed by image analysis of the velocity field in the vicinity of the measurement points. Simulation results were presented in a graphical form for the selected velocity distribution cross-sections, velocity vectors fields, velocity isosurface of constant velocity and pathlines. Słowa kluczowe: wentylacja kopalń, numeryczna mechanika płynów, wypiętrzenie spągu Key words: mine ventilation, numerical fluid mechanics, floor bulge 1. Wprowadzenie Chodniki kopalniane są zwykle drążone po liniach prostych, a zastosowanie obudowy łukowej powoduje, że w momencie drążenia mają one regularny kształt. Jednak oddziaływanie górotworu powoduje deformację pierwotnego * ) Instytut Mechaniki Górotworu PAN w Krakowie kształtu ścian chodników w postaci opadnięcia stropu lub wypiętrzenia spągu, [2]. Niejednokrotnie konieczne jest podparcie stropu stojakami lub kasztami. W ten sposób geometria chodników znacznie komplikuje się, a zmiany te są źródłem trudnych do przewidzenia zaburzeń przepływu. Niniejszy artykuł nawiązuje do eksperymentalnego badania jednego z wymienionych źródeł zaburzeń, a mianowicie wypiętrzenia spągu. W chodniku kopalni S ułożono na spągu stos worków z pyłem kamiennym i przykryto go płótnem wentylacyjnym

47 Nr 11 PRZEGLĄD GÓRNICZY 45 tworząc przeszkodę o zarysie zbliżonym do wybrzuszenia spągu (rys. 1). W miejscu budowy przeszkody rozmieszczono kilkanaście czujników, które rejestrowały prędkości przepływu powietrza podczas eksperymentu od stanu bez przeszkody po stan po jej zbudowaniu. Dało to możliwość określenia wpływu przeszkody na pole prędkości w miejscu jej zabudowy. Symulacja komputerowa pozwala na pokazanie specyficznych warunków przepływu w szerszym otoczeniu miejsca eksperymentu i zmian spowodowanych przez przeszkodę. W odcinku chodnika od strony napływu znajdowały się liczne źródła zaburzeń przepływu, takie jak: podwójne odrzwia tamy bezpieczeństwa, palisada stojaków, kaszty oraz pryzma urobku (rys. 2). Obszar obliczeniowy został ukształtowany w taki sposób, by dysponując jedynie wartością strumienia objętości na wlocie i geometrią obiektu, otrzymać możliwie dobrą zgodność wyników z danymi pomiarowymi. W ten sposób zweryfikowano metodykę symulacji, a następnie przeprowadzono analizę obrazu pola prędkości w otoczeniu miejsca pomiarów. a) b) c) d) Rys. 1. Zdjęcia miejsca ułożenia przeszkody i jego otoczenia Fig. 1. Photos of barrier placement Rys. 2. Wybrane fragmenty geometrii obszaru Fig. 2. Selected fragments of the area geometry

48 46 PRZEGLĄD GÓRNICZY Opis obszaru obliczeniowego i metodyki symulacji Obszar obliczeniowy, który przedstawiają: rys. 3, rys. 4 i rys. 5 miał łączną długość 24 metry i obejmował: Odcinek w obudowie łukowej od wlotu do pierwszych odrzwi, w którym nie uwzględniono obecności stojaków. Parę odrzwi tam bezpieczeństwa o rozstawie i wymiarach zgodnych z danymi kopalni, w odcinku tym uwzględniono obecność stojaków. Odcinek od drugich odrzwi do wylotu, zawierający przekrój pomiarowy i miejsce budowy przeszkody z worków. W odcinku tym łuki początkowo były podparte stojakami, a po lewej stronie (patrząc w stronę napływu powietrza ) znajdowała się pryzma urobku pozostałego po przebierce spągu. Dalej, oprócz stojaków stosowano kaszty do podparcia łuków obudowy. W modelu uwzględniono wymiary i nieregularności ich ułożenia. Poza lokalnymi zawężeniami związanymi z obecnością odrzwi i wypiętrzeń spągu przyjęto stały przekrój zgodny z przekrojem pomiarowym, [3]. Geometria modelu zawiera dużą liczbę szczegółowo przedstawionych obiektów. Uznano, że w odcinku przed pierwszymi odrzwiami nie ma konieczności uwzględniania obecności stojaków, gdyż ich wpływ jest mały w porównaniu z innymi przeszkodami w przepływie położonymi bliżej przekroju pomiarowego. Podobnie przy generacji profilu wlotowego nie uwzględniono obecności stojaków. Zadano na wlocie profil prędkości wygenerowany dla odcinka pomocniczego, [1]. Przy obliczaniu profilu przyjęto początkowo średnią prędkość 1.35 m/s, intensywność turbulencji 10% i średnicę hydrauliczną 3.5 m. Po przeprowadzeniu obliczeń dla trzech odcinków o sumarycznej długości 72 metry, profil uznano za dostateczne bliski rozwiniętemu. Obecność licznych przeszkód w przepływie na drodze od wlotu do przekroju pomiarowego w docelowym modelu uzasadniała zgrubne oszacowanie profilu. Rys. 3. Widok obszaru obliczeniowego dla zagadnienia wpływu lokalnego wybrzuszenia spągu Fig. 3. View of the area calculation for the effect issue of local floor bulge Rys. 4. Wymiary przekroju wlotowego i pomiarowego Fig. 4. Dimensions of the inlet and the measurement cross-sections Rys. 5. Wymiary przekrojów w odrzwiach Fig. 5. Dimensions of doorpost cross-sections

49 Nr 11 PRZEGLĄD GÓRNICZY 47 Rys. 6. Porównanie wyników symulacji z punktowymi pomiarami prędkości dla stanów przed i po ułożeniu worków Fig. 6. Comparison of simulation results with velocity measurements in points for the states before and after floor bulge

50 48 PRZEGLĄD GÓRNICZY Przedstawienie wyników symulacji Przeprowadzono obliczenia przepływu dla dwóch przypadków: przed ułożeniem worków po ułożeniu worków. Osiągnięto zadowalającą zgodność wyników symulacji i pomiarów. Ilustrują to profile prędkości dla pionowych linii w miejscach rozstawienia kolumn porównane ze średnimi prędkościami rejestrowanymi przez czujniki prędkości (rys. 6). Obliczenia dla przypadku bez przeszkody ułożonej z worków mogą również być wykorzystane do oceny wpływu asymetrycznej formy wypiętrzenia spągu, oznaczonej jako mulda (rys. 2). Analizując wyniki symulacji przepływu w odcinku chodnika w otoczeniu miejsca eksperymentu, można dostrzec zarówno skutki przyjętych założeń odnośnie opisu numerycznego, jak i cechy, które można uważać za zbliżone do obrazu rzeczywistego przepływu. Analizę ilustrują linie prądu dochodzące do płaszczyzny wylotu (rys. 8), kontury (rys. 9, rys. 11) i izopowierzchnie prędkości (rys. 15, rys. 16) oraz rozkłady wektorów prędkości dla pionowych i poziomych płaszczyzn przekroju (rys. 10, rys. 12). W szczególności są to płaszczyzny kolumn, na których zawieszono czujniki prędkości. Na wlocie odcinka zadano rozwinięty profil prędkości i turbulencji. Pominięto w nim obecność stojaków w osi wyrobiska z racji przewidywanego wpływu podwójnych odrzwi tam bezpieczeństwa. Odrzwia te stanowią zawężenie przepływu i kształtują prostokątną strugę, widoczną na izopowierzchniach prędkości 1 m/s (rys. 15). Palisada stojaków stanowi przeszkodę dla przepływu, co skutkuje spadkiem prędkości w ich otoczeniu. Na stojakach są też generowane struktury wirowe, m.in. ścieżka wirów Karmana, [4]. W obszarach za pierwszymi i drugimi odrzwiami przy obu ociosach oraz pod stropem powstaje recyrkulacja przepływu (rys. 10 i rys. 12). Wyniki obliczeń potwierdzają zasadność przyjętego uproszczenia profilu wlotowego, bo odrzwia i palisada w osi znacznie zmieniają strugę płynącą w chodniku. Rys. 7. Położenie powierzchni kontrolnych i linii pomiarowych w obszarze obliczeniowym Fig. 7. Control surface and measuring lines in the computing area Rys. 8. Widok linii prądu dochodzących do przekroju wylotowego Fig. 8. View of velocity pathlines reaching the outlet section

51 Nr 11 PRZEGLĄD GÓRNICZY 49 Rys. 9. Rozkłady prędkości na wysokościach 1, 1.5 i 2 m nad spągiem Fig. 9. Velocity distributions on 1, 1.5 and 2 m height under the floor Rys. 10. Wektory prędkości na wysokościach 1, 1.5 i 2 m nad spągiem Fig. 10. Velocity vectors on 1, 1.5 and 2 m height under the floor Rys. 11. Rozkłady prędkości w pionowych płaszczyznach równoległych do osi wyrobiska zawierających kolumny czujników monitorujących prędkość Fig. 11. Velocity distributions in vertical cross-sections parallel to the axis of mine drift containing velocity measurement points

52 50 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 Za drugimi odrzwiami po prawej stronie, patrząc od wlotu, jest pryzma urobku, która kieruje główną część strugi powietrza w lewą stronę. Wąska przestrzeń ponad pryzmą pozwala na przepływ. Po zawietrznej stronie pryzmy powstaje kolejna strefa recyrkulacji przepływu. Za pryzmą zaczynają się kolejne przeszkody - druga palisada stojaków przy prawym ociosie i rząd kasztów, [5]. Kaszty te są rozmieszczone dość nieregularnie, co dodatkowo komplikuje obraz przepływu. Zakres zmienności prędkości w przekroju pomiarowym można ocenić obserwując wektory prędkości na liniach zabudowy kolumn systemu wielopunktowego pomiaru prędkości. Kolejne rysunki przedstawiają wektory w odstępach dwusekundowych. Największe zmiany widać na kolumnie zabudowanej w przestrzeni za kasztami. Również pewne zmiany widać dla kolumny zabudowanej przy palisadzie stojaków. Wspomniane zmiany są bardziej widoczne na animacjach, które nie mogą być zamieszczone w drukowanej formie raportu. Rys. 12. Wektory prędkości w pionowych płaszczyznach równoległych do osi wyrobiska zawierających kolumny czujników monitorujących prędkość Fig. 12. Velocity vectors in vertical cross-sections parallel to the axis of mine drift containing velocity measurement points Rys. 13. Wektory prędkości na liniach zabudowy czujników anemometrycznych (Rys. 1) obrazy co 2 sekundy symulacji Fig. 13. Velocity vectors on anemometer lines (fig. 1.) - images of every two seconds of the simulation

53 Nr 11 PRZEGLĄD GÓRNICZY 51 W miejscu o tak skomplikowanym przepływie konieczne było monitorowanie prędkości przepływu powietrza przy pomocy anemometru stacjonarnego i była możliwość przeprowadzenia eksperymentu częściowego przegrodzenia wyrobiska przez stos worków przykrytych płótnem wentylacyjnym (rys. 1). Wpływ sztucznego wypiętrzenia spągu można ocenić porównując zarówno wskazania czujników prędkości, jak i obrazy przepływu otrzymane na drodze symulacji numerycznej. Złożoność obszaru nie sprzyja dokładności rozwiązania, jednak możliwie wierna reprezentacja geometrii obszaru, użycie adekwatnych metod numerycznych oraz stopień zgodności pomiarów i obliczeń przemawiają za użytecznością takiej analizy. Rys. 14. Widok linii prądu dochodzących do przekroju wylotowego dla wariantu po ułożeniu przeszkody na spągu Fig. 14. View of velocity pathlines reaching the outlet section for the states after floor bulge Rys. 15. Porównanie izopowierzchni prędkości 1.0 m/s, a - stan pierwotny, b - po ułożeniu przeszkody na spągu Fig. 15. Comparison of isosurface for 1.0 m/s velocity, a - state before, b - state after floor bulge Rys. 16. Porównanie izopowierzchni prędkości 2.5 m/s, a - stan pierwotny, b - po ułożeniu przeszkody na spągu Fig. 16. Comparison of isosurface for 2.5 m/s velocity, a - state before, b - state after floor bulge

54 52 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 Rys. 17. Rozkłady prędkości na wysokościach 1, 1.5 i 2 m nad spągiem Fig. 17. Velocity distributions on 1, 1.5 and 2 m height under the floor Rys. 18. Wektory prędkości na wysokościach 1, 1.5 i 2 m nad spągiem Fig. 18. Velocity vectors on 1, 1.5 and 2 m height under the floor Zgodnie z oczekiwaniami zawężenie spowodowało wzrost prędkości w strudze po lewej stronie, a także skierowało większą ilość powietrza na prawą stronę pomiędzy kaszty i stojaki, [6]. Za przekrojem pomiarowym wypiętrzenie kończy się pionowym uskokiem, za którym struga przy spągu odrywa się, a pod nią powstaje kolejny obszar recyrkulacji. Uskok ten znajduje się dostatecznie daleko za czujnikami prędkości i nie ma istotnego wpływu na warunki w nim panujące. 4. Podsumowanie Pomimo ograniczonej liczby danych odnośnie geometrii i warunków brzegowych dla analizowanego przepływu w odcinku chodnika kopalnianego osiągnięto zadowalającą zgodność wyników symulacji i pomiarów. Otrzymane wyniki wskazują na możliwość stosowania metody objętości skończonej do badania warunków przewietrzania w obszarach o skomplikowanej geometrii, co może być przydatne dla

55 Nr 11 PRZEGLĄD GÓRNICZY 53 Rys. 19. Rozkłady prędkości w pionowych płaszczyznach równoległych do osi wyrobiska zawierających kolumny czujników monitorujących prędkość Fig. 19. Velocity distributions in vertical cross-sections parallel to the axis of mine drift containing velocity measurement points Rys. 20. Wektory prędkości w pionowych płaszczyznach równoległych do osi wyrobiska zawierających kolumny czujników monitorujących prędkość Fig. 20. Velocity vectors in vertical cross-sections parallel to the axis of mine drift containing velocity measurement points poprawy bezpieczeństwa i efektywności prac górniczych, a także ustalania przyczyn niektórych katastrof. Publikacja została opracowana w ramach realizacji Zadania nr 9 Projektu strategicznego pt. Poprawa bezpieczeństwa pracy w kopalniach, finansowanego przez Narodowe Centrum Badań i Rozwoju (NCBiR). Numer umowy SP/K/9/208300/13 Literatura 1. ANSYS Fluent User Manual, Ansys Inc, Dziurzyński W, Krawczyk J., Skotniczny P., Janus J., Ostrogórski P.: Badania eksperymentalne rozszerzonego systemu wraz z weryfikacją metodami symulacji komputerowych, w tym z wykorzystaniem modeli 3D. raport z realizacji Etapu 8 - części strategicznego projektu badawczego PS 8 pt. Poprawa bezpieczeństwa pracy w kopalniach, IMG-PAN, Krawczyk J., Skotniczny P., Janus J.: Badania modelowe i eksperymentalne zakresu zmian prędkości powietrza rejestrowanych przez czujnik w zależności od jego umieszczenia oraz profilu prędkości powietrza w przekroju jego zabudowy, Raport końcowy z realizacji Zadania badawczego nr 1 Zadania nr 9 Projektu strategicznego pt. Poprawa bezpieczeństwa pracy w kopalniach, SP/K/9/208300/13, wyd. IMG-PAN 2015, str Menter F.: Turbulence Modeling for Engineering Flows, ANSYS 2012 Inc Rove M.: Measurement and computations of flow in pipe bends, J. Fluid Mech. 1970, Vol 43, part 4, pp Sudo, K., Sumida M., Yamanae R.: Secondary motion of fully developed oscillatory flow in a curved pipe, J. Fluid Mech 237, 1992, pp

56 54 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 UKD : 622.8: Sygnały odkształcenia i pękania skał solnych w badaniach laboratoryjnych i obserwacjach in situ Signals of salt rock strain and fracture in laboratory tests and in situ observations Dr hab. inż. Grzegorz Kortas* ) Treść: Praca przedstawia zjawisko odkształcania i pękania skał solnych rozpoznane w laboratoryjnych testach wytrzymałości i pełzania oraz w obserwacjach przemieszczeń stropu komór, konwergencji wyrobisk i deformacji calizn w podziemnych polskich kopalniach soli. W teście doraźnego ściskania sygnały pękania próbek skał powiązane są ze wzrostem odkształceń objętościowych i pojawiają się, gdy naprężenia różnicowe przekraczają długotrwałą wytrzymałość. W testach pełzania zaznacza się zmianą parametrów funkcji pełzania (5), rys. 4. Rozwój spękań w caliznach solnych in situ identyfikowany może być poprzez rejestrację emisji akustycznej, a istniejących szczelin poprzez określanie składowych płaskiego tensora odkształcenia (rys. 6). Przedstawiono i omówiono obserwacje pełzania skał solnych w stropach komór obserwowane czujnikami przemieszczeń (rys. 7 10), wskazując na przejawy pokonywania tarcia statycznego i dynamicznego w procesie długotrwałego ruchu przemieszczeń stropu wyrażanych funkcją potęgową czasu. Przedstawiono przejawy sezonowych zmian prędkości pełzania powiązanych ze zmianą wilgotności powietrza kopalnianego (rys. 11) oraz rejestracją obwału skał stropowych (rys. 12). Wskazuje się, że obserwacje konwergencyjnego zaciskania wyrobisk tylko pośrednio służyć mogą sygnalizacji pękania skał ze względu na trudność rozdzielenia ruchu spągowego od stropowego. Poprzez określanie konwergencji objętościowej obserwacje te rejestrują deformacje calizn w szerszym otoczeniu obserwowanych wyrobisk oraz ujawniają długookresowe trendy ruchu górotworu (rys. 14 i 15). Przeglądy wizualne calizn, pomiary przemieszczeń, konwergencji pustek, deformacji calizn, pomiary geofizyczne i obliczeniowa analiza geomechaniczna, każdy sam w sobie nie jest rozstrzygający dla określania zagrożenia i oceny stanu bezpieczeństwa geomechanicznego. Współuczestniczenie tych działań i analiz jest właściwą praktyką. Wskazano na potrzebę identyfikowania sygnałów pękania skał solnych dla oceny zagrożenia obwałem i nadmiernymi deformacjami. Przeprowadzona analiza i wynikające z niej wnioski są szczególnie istotne dla rozpoznania warunków bezpieczeństwa w zabytkowych kopalniach soli w Polsce, w których liczba turystów wzrosła w 2014 r. do 1.5 mln. osób. Abstract: This paper presents the phenomenon of salt rock strain and fracture diagnosed in laboratory endurance and creep tests as well as through observations of chamber roof displacements, excavation convergence and deformation of virgin soils in the underground Polish salt mines. In a compression test the signals of rock sample fracture are connected with the rise in dilatational strain and occur when differential tensions have exceeded long-term strength. In creep tests the change in parameters of creep function is marked (5), fig. 4. The development of cracks in salt soils in situ may be identified by recording acoustic emission while the existing fissures by determining the components of the flat deformation tensor (fig. 6). Observations of salt rocks creeping in chamber roofs by use use displacement sensors (fig. 7 10) were made, indicating the signals of overcoming static and dynamic friction in the process of long-lasting movement of the roof expressed in terms of power function of time. The signals of seasonal fluctuation in creeping velocity were presented which are connected with the change in humidity of mine air temperature (fig. 11) and recording of roof fall (fig. 12). It is indicated that obserwetations of excavation convergence may be a symptom of rock fracture indirectly only, due to the difficulty of seperating the floor movement from the roof movement. Through the determination of volumetric convergence, the observations register deformation of soils in the wider area of the monitored excavations and demonstrate longstanding trends of the rock mass movements (fig. 14 and 15). Inspections of undisturbed soils, measurements of movements, cavern convergence, undisturbed soils deformations, geophysical measurements and computational geomechanical analysis, are not conclusive for every single one to determine threats and the state of geomechanical safety. Coexistence of those actions and analyses is a proper practice. The need of identification of the signals of salt rock fracturing for the evaluation of roof fall hazard and excessive deformations was indicated. The analysis and conclusions are particularly important for the identification of safety conditions in the monumental Polish salt mines, with continuously growing number of visitors and tourists up to 1.5 mln in Słowa kluczowe: pękanie skał, sól kamienna, wytrzymałość górotworu, kopalnie zabytkowe Key words: rock fracture, salt rock, rock mass strength, monumental salt mines * ) Instytut Mechaniki Górotworu PAN w Krakowie

57 Nr 11 PRZEGLĄD GÓRNICZY Wprowadzenie Mechanizm powstawania i rozwoju spękań skał jest jednym z podstawowych problemów badawczych w geomechanice [21, 28]. Spękania skał obserwuje się in situ, a w laboratoriach geomechanicznych bada się je w testach doraźnych i długotrwałych i przedstawia w [3, 5, 6]. Warunki występujące w górotworze solnym różnią się od laboratoryjnych złożonością litologiczną masywu skalnego, skalą wymiarów przestrzennych i czasu obciążeń, ale przyczyną spękań są zawsze nadmierne naprężenia i odkształcenia. W tej pracy przedstawiono sygnały pękania skał, omawiając wyniki laboratoryjnych badań wytrzymałości i pełzania, ale przede wszystkim wieloletnich obserwacji przemieszczeń in situ w różnych warunkach górniczych kopalń soli. Rozpoznanie procesu spękania skał ma ważne znaczenie praktyczne. Dotyczy sposobów urabiania i czerpania kopaliny, a także warunków bezpieczeństwa w wyrobiskach. Rozwój odkształceń spowodowanych pękaniem skał prowadzić może do znacznego obwału i powodować wypadki górnicze. Identyfikacja nadmiernych naprężeń, odkształceń i spękania skał służyć powinna ostrzeganiu o tym zagrożeniu. Jest to szczególnie ważne dla bezpieczeństwa turystów w zabytkowych kopalniach soli, bo dotyczy warunków, na które mogą być bezpośrednio narażeni ludzie. W Polsce liczba osób odwiedzających zabytkowe kopalnie soli stale rośnie i zbliża się obecnie do 1.5 mln w roku. Praca zawiera przegląd wyników rozpoznawania pękania skał solnych w świetle badań laboratoryjnych, geotechnicznych, obserwacji przemieszczeń stropu komór, deformacji calizn i konwergencji wyrobisk w podziemnych kopalniach soli. Celem pracy jest syntetyczne przedstawienie wyników charakteryzujących to zjawisko oraz określenie przydatności obserwacji in situ dla kontrolowania i opanowania wynikającego z tego zagrożenia. 2. Spękania i wytrzymałość soli kamiennej Rys. 1. Związek ciśnienia p [0, 350 MPa] z odkształceniem objętościowym e [0, 1.5%] w doraźnym teście ściskania soli kamiennej wg Gustkiewicza [3] Fig. 1. Relationship between pressure p [0, 350 MPa] and volumetric strain e [0, 1.5%] in a temporary salt rock compression test, according to Gustkiewicz [3] Siłami spajającymi atomy są oddziaływania elektrostatyczne, a kryształy wiązania jonowe. W kryształach Na Cl wiązania jonowe polegają na tym, że elektron na zewnętrznej orbicie atomu sodu uzupełnia jego brak w atomie chloru. W procesie krystalizacji soli z roztworów macierzystych, wiążąc w ten sposób sąsiednie jony, powstają polikryształy, tworząc ziarnistą strukturę ewaporatu, zmieniającego się w trakcie wielowiekowej sedymentacji i obciążeń masowych w skałę. Skały solne wykazują sprężystość i są w pewnych warunkach kruche, w innych lepkie. Gustkiewicz w [3] pokazał, że sól kamienna przy szybkich, kilkuminutowych zmianach ciśnienia zachowuje się jak ciało idealnie sprężyste (rys. 1) i ulegać wtedy może pękaniom kruchym, obserwowanym także in situ. Pod wpływem długotrwałych obciążeń sól kamienna wykazuje ciągliwość, co przejawia się pełzaniem i relaksacją naprężeń. Skutkiem takich właściwości, w górotworze solnym wykształca się unikalny, hydrostatyczny stan naprężeń litostatycznych. Spękanie jest mechaniczną właściwością skał wynikającą z obecności syn- i post-genetycznych defektów krystalicznych i zakłóceń mikro i makrostruktury. W skali wymiarów morfologia powierzchni pęknięć w skałach, ma charakter fraktalny, ujawniający cechę samopodobieństwa [2, 24]. Poślizgi, zatrzymanie i propagacja szczelin, otwieranie i rozwieranie pęknięć zależą od wartości naprężenia normalnego i stycznego do powierzchni nieciągłości. Lokalny wzrost różnic naprężeń głównych w tensorowym polu naprężenia prowadzi do powstawania i rozwoju pęknięć, na ogół z lokalnym przyrostem objętości skały. Pojawia się wtedy emisja fal sprężystych, łączenie szczelin i tworzenie pustek między kryształami i ziarnami, co prowadzi do przekroczenia wytrzymałości mechanicznej. Morfologia spękań i wytrzymałość skał powiązana jest ze skalą wymiarów różnych czynników ją kształtujących [9]. W skali wymiarów kryształów są to defekty sieciowe, w skali ziaren zaburzenia wykształcenia ich granic czy obecność inkluzji wypełnionych gazami lub cieczą, w skali wieloziarnowej struktury obecność wtrąceń ziaren różnych minerałów w solach kamiennych przede wszystkim krzemionki, gipsu/ anhydrytu i minerałów ilastych, w skali przestrzeni górotworu niejednorodność litologiczna, obecność przewarstwień skał różniących się odkształcalnością, fałdów czy przesunięć tektonicznych. Czynniki te powodują, że ze wzrostem wymiaru wytrzymałość skał wyraźnie zmniejsza się. 3. Wytrzymałość próbek soli w teście ściskania Geomechaniczne badania laboratoryjne służą określeniu właściwości skał i ich klasyfikacji oraz opisaniu podstawowych i charakterystycznych zjawisk geomechanicznych. Zależność odkształceń sprężystych od naprężeń w próbkach skał określa się w doraźnych testach laboratoryjnych. Doraźne zmiany naprężeń występują in situ przy urabianiu skał i wstrząsach tektonicznych lub indukowanych robotami górniczymi. Niech ilustruje je tu wynik ściskania cylindrycznej próbki soli kamiennej o średnicy 5 cm i smukłości 2, przeprowadzony przez A. Nowakowskiego [3] w laboratorium IMG PAN * na prasie sztywnej Instron (rys. 2). Ze względu na rozwój spękań pod wpływem wzrostu naprężeń doraźnych wyróżnia się charakterystyczne fazy ściskania próbek skał [20, 28]. W pierwszej fazie następuje zamykanie mikroszczelin w kierunku 1 normalnym do osi podłużnej. Moduł odkształceń E=σ 1 /ε 1, czyli stosunek naprężenia osiowego do odkształcenia osiowego, rośnie liniowo do wartości 1.1 GPa. Potęgowo wzrasta odkształcenie * Instytut Mechaniki Górotworu Polskiej Akademii Nauk

58 56 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 Rys. 2. Wyniki testu jednoosiowego ściskania próbki soli kamiennej [3] Fig. 2. Results of the uniaxial compression test of a rock salt sample [3] poprzeczne ε 2 =ε 3 i współczynnik v=ε 3 /ε 1, natomiast odkształcenie objętościowe ε V ε 1 +ε 2 +ε 3 zmniejsza się w funkcji wykładniczej. Zależność między naprężeniem a odkształceniem poprzecznym jest nieliniowa. Na granicy pierwszej i drugiej fazy naprężenie osiowe osiąga 11 MPa, moduł odkształceń jest maksymalny E max =2.4 GPa, współczynnik v dochodzi do 0.5, a odkształcenie objętościowe osiąga minimum równe min ε V = 0.42%. Na granicy pierwszej i drugiej fazy oznaczane parametry są bliskie właściwościom niespękanej skały solnej. W drugiej fazie moduł odkształceń E zmniejsza się, a maksymalne naprężenie osiowe osiąga 24 MPa. Odpowiada to granicy wytrzymałości na jednoosiowe ściskanie R c. W tej fazie pojawia się dylatancja [20], przejawiająca się powstawaniem i wzrostem mikrospękań rozdzielczych i pustych przestrzeni między kryształami i ziarnami. Skutkiem tego jest wzrost odkształcenia objętościowego, ε V min ε V > 0 i spadek gęstości skały z wyciskaniem płynów zawartych w inkluzjach. Spękania sygnalizuje emisja akustyczna. Naprężenia, inicjujące powstawanie spękań na granicy pierwszej i drugiej fazy, czyli na progu pojawiania się dylatancji, odpowiadają w przybliżeniu granicy długotrwałej wytrzymałości soli kamiennej Dreyer [5]. W przedstawionym teście i w innych badaniach Kłeczka i Flisiak [8] jest to wartość około ½ R c. Zachowanie próbki po przekroczeniu granicy wytrzymałości, w fazie trzeciej pokrytycznej, zależy od energii nagromadzonej w próbce przed osiągnięciem granicy wytrzymałości. Udział energii właściwej objętościowej U V w energii sprężystej jest tym większy, im funkcja σ 1 (ε 1 ) jest bardziej wypukła w układzie współrzędnych σ 1, ε 1, a funkcja ν(ε 1 ) jest bardziej wklęsła [19]. W warunkach jednoosiowego ściskania w zakresie odkształceń sprężystych energia właściwa U (energia całkowita podzielona przez objętość próbki) sprowadza się do sumy składowych, energii właściwej objętościowej U V i energii właściwej postaciowej U F : (1) Energia gromadzona w trakcie ściskania próbki rośnie w fazie pierwszej, w drugiej maleje wskutek zużywania zgromadzonej energii na pracę niszczenia próbki, tj. powstawania i rozwoju spękań. Na początku fazy trzeciej energia objętościowa U V ulega częściowo zamianie na energię kinetyczną, czyli tarcie i pękanie, powodując rozpad próbki. Im ilość energii zużywanej na tworzenie nowych spękań w fazie pokrytycznej jest mniejsza, tym rozpad skały jest bardziej gwałtowny. Dla skał i gruntów graniczne naprężenia określa się na ogół obwiednią Coulomba-Mohra, wiążącą stan naprężenia, wytrzymałość i kąt nachylenia płaszczyzny pękania do kierunków naprężeń głównych. Wytrzymałość, podobnie jak granica plastyczności, należy do właściwości progowych skał wyrażonych zawsze funkcją naprężeń głównych; w hipotezie wytrzymałościowej Hubera- Misesa-Henky ego jest to naprężenie efektywne s ef w postaci W trójosiowym ściskaniu z ciśnieniem okólnym σ 3 =v 2 naprężenie efektywne jest σ ef =σ 1 -σ 2 =σ 1 -σ 3 i jest równe intensywności naprężenia σ in, czyli różnicy naprężeń głównych σ in =σ 1 -σ 3. W jednoosiowym ściskaniu σ ef = σ in =σ 1, bo w tym teście σ 2 =σ 3 =0. Cechą skał jest wybitne zróżnicowanie wytrzymałości na ściskanie i rozciąganie. Dla soli kamiennej wytrzymałość na rozciąganie jest mniejsza niż 1 MPa. W badaniach w IMG PAN w trójosiowej prasie GTA o nacisku do 350 MPa Gustkiewicz stwierdził, że już dla ciśnienia okólnego przekraczającego 50 MPa granica wytrzymałości soli kamiennych jest stała, nie zmienia się z przyrostem ujemnych wartości s 2 =s 3. Podobny wynik w testach trójosiowych dla ciśnienia okólnego przekraczającego 20 MPa uzyskała w badaniach KGiGG AGH * Flisiak [6]. Wyniki badań laboratoryjnych IMG PAN i OBR * (2) Katedra Geomechaniki i Geoinżynierii i Górniczej Akademii Górniczo Hutniczej w Krakowie

59 Nr 11 PRZEGLĄD GÓRNICZY 57 Chemkop ** ujął Autor wzorem empirycznym w [3, 16]. Przy założeniu, że istnieje asymptota σ 1 σ 3 równoległa do osi σ 2 =σ 3 o wartości Δσ max. W tym ujęciu graniczną intensywność naprężenia określa R σ in :, dla s 1 <s 2 =s 3, (3) gdzie: Δσ max jest asymptotyczną różnicą naprężeń próbki, przyjęto Δσ max = 86 MPa, σ p R r jest parametrem [MPa], przyjęto σ p = 3.8 MPa, jest wytrzymałością na rozciąganie próbki, przyjęto R r = +0.6 MPa, R t (t) określa funkcję zmiany wytrzymałości w czasie t, doba. Wtedy wytężenie jest funkcją skalarną pola tensorowego naprężenia, którą określa stosunek (σ 1 -σ 3 )/ R σ in. Funkcja (3) wiąże naprężenie okólne z granicznym naprężeniem różnicowym, czyli z graniczną intensywnością naprężenia. Określa granicę wytrzymałości ponad którą występuje pękanie kruche przechodzącą z przyrostem ujemnego naprężenia okólnego w granicę ponad którą występują zachowania ciągliwe. Wykres przedstawiono na rysunku 3. Na ogół przyjmuje się, że wytrzymałość długotrwała soli kamiennych jest w przybliżeniu dwukrotnie mniejsza od wytrzymałości doraźnej. Wartości funkcji R t (t) w postaci przedstawionej przez Avdeev a [1] dla kilku okresów trwałości próbki t [0.1, 1, 10, 50 lat] otrzymuje się odpowiednio R t (t) [0.70, 0.65, 0.52, 0.48]. W wyrażeniu wytrzymałości jako funkcji malejącej w czasie, uwzględnia się fakt, że wytrzymałość pod wpływem rozwoju spękań zmniejsza się. 4. Pełzanie soli kamiennej w testach laboratoryjnych Geodynamiczne badania skorupy ziemskiej wykazują, że zależnie od naprężenia, temperatury i czasu, skały zachowują się jak ciała stałe lub płyny. Skały solne już w niskich temperaturach i krótkim czasie wykazują właściwości reologiczne, przejawiające się pełzaniem i relaksacją naprężeń. Prędkość pełzania zwiększa się ze wzrostem naprężenia efektywnego. W trakcie pełzania następuje zamiana energii odkształcenia sprężystego na energię odkształcenia lepkiego, inicjując relaksację naprężenia, czyli wyrównywanie się naprężeń głównych. Szybkość tego procesu rośnie z podatnością skał na pełzanie. Podatność na pełzanie soli kamiennych zależy od wilgotności i temperatury. Wpływ wilgotności na prędkość pełzania wyjaśnić można zmianą warunków tarcia statycznego i dynamicznego. Pod wpływem kontaktu z wodą, według Joffiego w [4], kryształy NaCl stają się ciągliwe i wtedy zmniejsza się tarcie dynamiczne. Po wysuszeniu odwrotnie ponownie wzrasta ich kruchość, bo krystalizacja tworzy spiętrzenia blokujące poślizg, powodując wzrost tarcia statycznego i spowolnienie ruchu, zatrzymanie lub nawet chwilowe cofnięcie. W metalach, a także w skałach solnych [25], a szczególnie w solach kamiennych wzrost prędkości pełzania soli kamiennej z temperaturą i naprężeniem określa potęgowe prawo pełzania Nortona, sformułowane w 1923 r., obecnie powszechnie stosowane w modelach geomechanicznych soli kamiennych. Wpływ temperatury na prędkość pełzania określa funkcja wykładnicza (4). W modelach reologicznych, sprężysto-lepkich, odkształcenie e jest sumą odkształcenia sprężystego e ε i lepkiego v e, czyli ε = e ε + v ε, gdzie:. (4) Rys. 3. Wytrzymałość próbek soli w badaniach laboratoryjnych [16] Fig. 3. Rock salt sample strength in laboratory tests [16] **) Ośrodek Badawczo-Rozwojowy Górnictwa Surowców Chemicznych Chemkop

60 58 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 We wzorze (4) A, i n > 1 są stałymi materiałowymi, Q energią aktywacji, R stałą termodynamiczną, a B jest podatnością na pełzanie w ustalonej temperaturze T. Badania jednoosiowego pełzania próbek soli kamiennej wskazują także na potęgowy związek prędkości pełzania z wilgotnością powietrza. Właściwości sprężysto-lepkie i potęgowe prawo pełzania ujawnia się w testach pełzania próbek soli kamiennej. W pełzaniu wyróżnia się: fazę 1 charakteryzującą się spadkiem prędkości pełzania w czasie, w pewnych warunkach, fazę 2 określaną pełzaniem stacjonarnym ze stałą prędkością charakterystyczną dla płynięcia cieczy fazę 3 pełzania progresywnego ze wzrostem prędkości pełzania. Ponieważ faza 3 kończy się zawsze zniszczeniem próbki, czyli występuje, gdy naprężenia przekraczają granicę długotrwałej wytrzymałości. Wyniki testu trójosiowego pełzania próbek soli przy zachowaniu stałej temperatury, wykonanego przez W. Kasprzyka w laboratorium OBR Chemkop [3], oraz ich aproksymacje przeprowadzone przez Autora funkcją (5) dla μ=0 przedstawiono na rysunku 4. W ujęciu funkcyjnym, zależność odkształcenia podłużnego ε(t) próbek skał solnych serii II IV (rys. 4) od czasu t przy różnych wartościach naprężenia wyrażają funkcje potęgowe czasu w postaci: gdzie ε 0 jest natychmiastowym odkształceniem sprężystym, zależnym od naprężenia efektywnego i odwrotnie proporcjonalnym do modułu odkształceń E. Wielkość ε j określa początkowy przyrost odkształcenia w czasie jednostkowym, tu t j = 1 godzina. Wielkość m jest parametrem funkcji aproksymacyjnej. Jeżeli jednak w trakcie pełzania zmieniają się (5) właściwości próbki, na przykład w wyniku wzrostu gęstości spękań, to m staje się funkcją czasu i wtedy parametrem jest μ. W trakcie pełzania powstawać mogą nowe spękania, jak w próbkach II-12 i II-15b (rys. 4), powodując zmianę podatności na pełzanie w próbce II-15b, a w próbce II-12 spadek wartości modułu odkształceń E. Pęknięcie doprowadzić może do przekroczenia wytrzymałości po okresowym pełzaniu, jak w próbkach II-15a i IV-12, i do ich zniszczenia. W warunkach obciążenia próbki naprężeniem przekraczającym długotrwałą wytrzymałość, prędkości pełzania rośnie jeżeli μ>0. Na rysunku 5 przedstawiono trzy przykłady funkcji aproksymacyjnej (5): funkcja 1 odpowiada pierwszej fazie pełzania z malejącą prędkością i wtedy m=const<1, funkcja 2 pełzaniu ze stałą prędkością i wtedy m=1, funkcja 3 dla μ>0 jest początkowo zgodna z 1 fazą pełzania, potem w przybliżeniu jest równoległa do funkcji 2 odpowiadającej fazie pełzania stacjonarnego, i następnie odpowiada fazie pełzania progresywnego z rosnącą prędkością. Wzrost w trakcie pełzania wartości wykładnika m(t) w (5) symuluje wzrost podatności na pełzanie z powodu narastającej gęstości spękań, wzrostu temperatury czy wilgotności. Sposób pękania w testach doraźnych i długotrwałych zależy od rozkładu naprężenia w próbce, który z kolei silnie zależy od warunków jej kontaktu z prasą [9]. Jeżeli na kontakcie występuje znaczne tarcie, walcowa próbka pod wypływem naprężenia zamienia się w beczkę, a spękania propagują od powierzchni bocznej do środka próbki, prowadząc do skośnego ścięcia próbki. Natomiast, jeżeli na kontakcie tarcie jest minimalne, próbka zachowuje formę cylindryczną i powstają spękania rozdzielcze w płaszczyznach równoległych do osi maksymalnego ściskania. Rozpoznanie wpływu warunków granicznych na rozkład naprężenia i sposób pękania skał ma ważne znaczenie poznawcze. Rys. 4. Zależność odkształceń soli kamiennej w czasie od naprężeń w testach pełzania, laboratorium geomechaniczne OBR Chemkop [3] Fig. 4. Dependence of rock salt strain in time on stress in creep tests; Geomechanical Laboratory, OBR Chemkop [3]

61 Nr 11 PRZEGLĄD GÓRNICZY 59 Rys. 5. Przykłady funkcji różniących się wykładnikiem potęgowym (opracowanie własne) Fig. 5. Examples of the functions with different exponents (own study) 5. Obserwacje górotworu solnego metodami geotechnicznymi Różnorodność litologiczna i strukturalna skał solnych w górotworze praktycznie uniemożliwia zbadanie wszystkich podstawowych relacji wiążących stan naprężenia i odkształcenia z uwzględnieniem czasu. Laboratoryjne rozpoznanie właściwości próbek skał w otoczeniu wyrobisk nie wystarcza także do przewidywania rozwoju pękania skał w warunkach zróżnicowanej litologicznie struktury masywu skalnego, który jest litologicznie niejednorodny, a kontakty skał zmieniają się w trakcie rozwoju ich spękania. W praktyce górniczej spowodowane tym kształtowanie się stanu zagrożenia identyfikuje się w obserwacjach i pomiarach geotechnicznych in situ. Stosowanych jest wiele metod geotechnicznego badania skał in situ, których istotą jest rozróżnianie lub/i określenie właściwości skał, stanu naprężeń, odkształceń. Dla warunków kopalń węgla kamiennego badania te przedstawione zostały w pracy [7]. Zwykły, osłuchowy sposób identyfikacji spękań polega na porównaniu charakterystyki wibracji wywołanych ostukiwaniem skał o różnym stopniu spękania. Prostym instrumentem geotechnicznym jest młotek odbojny, którym mierzy się długość drogi powrotu młota d po udarze skały z zadaną siłą. Spękanie skał określa się przez porównanie z odbiciem D od skał niespękanych. Przedstawione wyniki w [7] wskazują, że wartości wskaźnika d/d rosną potęgowo z modułem sprężystości E i wytrzymałością. Ponieważ spękanie skał zmienia ich właściwości mechaniczne, akustyczne, termiczne, elektryczne czy magnetyczne, to identyfikować je oczywiście można różnymi czułymi na te zmiany instrumentami. Na uwagę zasługuje tu kilka innych sposobów pomiarów geotechnicznych przeprowadzanych w polskich kopalniach soli: badanie ciśnienia granicznego inicjującego spękanie skał w testach mikroszczelinowania, odkształcalności i wytrzymałości penetrometrem otworowym oraz emisji akustycznej powodowanej mikrospękaniami w trakcie pełzania soli w filarach i półkach. W kopalni Wieliczka prowadzi się obserwacje kilkunastu szczelin, mierząc jednak tylko ich rozwarcie. Wyniki tych pomiarów omawia Szewczyk [26]. Odkształcenia i rozwój szczelin na ścianach wyrobisk identyfikowane są poprzez pomiary zmian odległości punktów przy szczelinie. Wiadomo, że powstanie szczeliny poprzedza odkształcenie, które w przestrzeni 3D jest tensorem symetrycznym ε ij drugiego rzędu o 9 składowych. Na ścianie wyrobiska, na przykład prostopadłej do kierunku Z w układzie współrzędnych X, Y, Z, pojawia się odkształcenie płaskie, które określają trzy różniące się składowe ε x, ε y, ε xy =ε yx. Jeżeli założone zostaną w tej ścianie trzy znaki, jak 1, 2, 3 na rysunku 6, to mierząc zmienne w czasie odległości między nimi d 12, d 23, d 31 uzyskuje się układ równań, Rys. 6. Stacja do obserwacji ruchu szczeliny na płaszczyźnie (opracowanie własne) Fig. 6. Station for the observation of crack movement on a plane (own study)

62 60 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 których niewiadome określają przyrosty w czasie wartości odkształceń głównych i ich kierunki względem kierunku rozciągłości szczeliny. W następnym kroku wyliczyć można odkształcenia we wszystkich kierunkach, w tym w kierunku prostopadłym ε AB i stycznym ε AC do szczeliny. Dla obserwacji rozwoju szczelin trzy znaki pomiarowe powinny być tak założone, aby spękanie przecinało dwa boki trójkąta 1, 2, 3 na rysunku 6. Znaki powinny być zakończone kuliście, a pomiar prowadzony dostosowanym do tego celu tensometrem mikrometrycznym z zalecaną dokładnością pomiaru około ±0.03 mm. W praktyce kopalnianej obserwacje szczelin na ogół sprowadza się do pomiaru odległości tylko między dwoma punktami wzdłuż kierunku prostopadłego do szczeliny. Wtedy jednak ich wyniki są niepełne, bo sygnalizują tylko zmiany składowej prostopadłej, a ściślej jej rzutu na płaszczyznę ściany. 6. Przemieszczenia i sygnały pękania obserwowane czujnikami ruchu Zachowanie się górotworu obserwowane jest na ogół w charakterystycznych dla formy wyrobiska miejscach oraz w strefach zwiększonego zagrożenia obwałem skał. Czujniki służące obserwacjom przemieszczeń zakładane są na ogół w stropie komór. Powstawanie spękań w górotworze wymaga dostarczania grawitacyjnej energii obciążeń masowych. Ruch górotworu poprzedza wtedy: (i) narastające gromadzenie energii ze wzrostem odkształcenia sprężystego, (ii) gdy ilość energii wystarcza do pokonaniu tarcia statycznego następuje (iii) rozpoczęcie ruchu z odprężeniem i zużywaniem części zgromadzonej energii na tarcie dynamiczne oraz jej rozpraszanie poprzez zamianę na ciepło, następnie (iv) zatrzymanie ruchu, gdy malejąca ilość zgromadzonej energii i tempo dopływu energii potencjalnej nie wystarczy na pokonywanie tarcia dynamicznego. Potem następuje ponowne gromadzenie energii odkształcenia sprężystego w cyklu określanym terminem stick and sleep [27]. Zamiana energii potencjalnej poprzez tarcie na ciepło zależy od właściwości górotworu. Skały, a także masywne materiały obudowy, wykazują zróżnicowaną odkształcalność objętościową i postaciową. W skałach o niskich wartościach modułu odkształceń, już przy niewielkich różnicach naprężeń następuje pokonanie granicy tarcia statycznego, a ruch i rozpraszanie energii postępuje przy utrzymywaniu się niewielkich różnic naprężeń głównych. Natomiast w skałach i materiałach sztywnych, czyli o wysokich wartościach modułu odkształceń, ilość gromadzonej energii sprężystej przy tym samym odkształceniu jest większa. Pękaniu towarzyszyć mogą wtedy nie tylko efekty akustyczne, ale w pewnych przypadkach nawet wstrząsy górnicze, obejmujące nawet znaczną przestrzeń górotworu. Na uwagę zasługuje to, że dostępne do obserwacji zmniejszenie prędkości przemieszczeń, a potem zatrzymanie ruchu występuje ante factum, czyli przed niebezpiecznym procesem uwolnienia energii, która doprowadzić może do niebezpiecznych deformacji nieciągłych; natomiast nagły wzrost prędkości przemieszczeń występuje post factum, czyli po wcześniejszym zatrzymaniu lub spowolnieniu ruchu. W górotworze o właściwościach reologicznych pełzanie skał ogranicza ilość akumulowanej energii. Dlatego na przykład w górotworze nad pokładem miedzi w rejonie występowania pokładu soli kamiennej w Sieroszowicach wykształciły się liczne fałdy skalne, a poza nim uskoki. Wzrost naprężeń w przewarstwieniach skał sztywnych, niezgodnie przemieszczających się ze skałami miękkimi prowadzi do ich spękania, przez co wzrasta ich podatność na pełzanie i zgodność z kierunkiem płynięcia. Efekty tego zjawiska zauważyć można w profilach geologicznych na ścianach niektórych wyrobisk w kopalniach soli, szczególnie w Bochni i w Wieliczce. Przykład procesu pełzania z efektami pokonywania tarcia statycznego i dynamicznego ilustrują wyniki obserwacji przemieszczeń stropu komór w kopalni Wieliczka. Na rysunku 7 lewym przekraczanie tarcia statycznego i skokowe przyrosty przemieszczenia przedzielają czteromiesięczne okresy zatrzymania ruchu. Na rysunku 7 prawym przedzielają je najpierw ujemne, potem dodatnie przyrosty przemieszczeń, co wskazuje na wzrost w czasie podatności na pełzanie. Wzrost prędkości przemieszczeń w 5 okresach w czasie 15 miesięcy (rys. 7 prawy) jest sygnałem zmniejszania oporów tarcia dynamicznego. Pomijając krótkookresowe fluktuacje, długotrwałe przemieszczenia stropu podobnie jak pełzanie próbek skał aproksymuje funkcja potęgowa w(t) w postaci: Rys. 7. Przejawy tarcia statycznego i dynamicznego w ruchu górotworu obserwowane w komorze Pieskowa Skała w kopalni Wieliczka (opracowanie własne) Fig. 7. Occurrences of static and dynamic friction in the rock mass movement, observed in Pieskowa Skała Chamber of the Wieliczka Salt Mine (own study)

63 Nr 11 PRZEGLĄD GÓRNICZY 61 gdzie t j jest jednostką czasu, np. t j =1 rok, t 0 jest czasem początkowym, v j = w j /t j jest prędkością przemieszczeń w czasie t j =t-t 0, a m jest parametrem charakteryzującym obserwowany ruch. Jeżeli m < 1 to prędkość przemieszczeń dw/dt maleje, a gdy m > 1 prędkość rośnie. Przemieszczenia z rosnącą prędkością dla m = 1.25 obserwowane jest w komorze Warszawa (rys. 8), a dla m = 1.21 i m = 1.61 w komorze Pompownia (rys. 10). Długotrwałe utrzymywanie się stałych wartości parametru ruchu m jest sygnałem ustalonych korzystnych lub niekorzystnych warunków odkształcania górotworu w rejonie założonych czujników. Ruch górotworu identyfikowany jest i rozpoznawany w różnej skali wymiarów przestrzennych, na przykład w skali: małych wymiarów kilku metrów strefa ściany/stropu komory, średnich wymiarów kilkudziesięciu metrów komora, zespół wyrobisk chodnikowych, (6) wielkich wymiarów kilku setek metrów zespoły komór, poziomy, pola górnicze. W pewnych obszarach występować może koordynacja ruchu w czasie, czyli podobne sekwencje ruchu w odrębnych miejscach w tym samym okresie czasu. Obszar koordynacji występować może w małej, średniej i wielkiej skali wymiarów. Takie skoordynowanie ruchu obserwowano na przykład w stropie komór Pieskowa Skała i Staszic (rys. 9 i 10). Skoordynowane ruchy są następstwem wspólnej przyczyny. Uwalniana energia rośnie ze skalą wymiarów. Przykładem czasowej koordynacji ruchów wielkoobszarowych było występowanie drgań rejestrowanych w kilku komorach w latach , na kilku poziomach w kopalni Wieliczka [14]. Ruch górotworu wykazywać może periodyczność, spowodowaną zmianami podatności na pełzanie. Ruch o okresie 1 roku, ujawniający sezonowe zmiany wilgotności powietrza kopalnianego, obserwowany był w szeregu komór, najwyraźniej w komorze Ważyn w Bochni [11] i komorze Pompownia w Wieliczce (rys. 10). Rys. 8. Przemieszczenia stropu mierzone czujnikami ruchu dr w komorze Warszawa [14] Fig. 8. Displacements of the roof identified by dr movement sensors in the Warszawa Chamber [14] Rys. 9. Koordynacja ruchu periodycznego w stropie komór Pieskowa Skała i Staszic w kopalni Wieliczka [14] Fig. 9. Coordination of the periodic movements in the roof of the Pieskowa Skała and Staszic Chambers of the Wieliczka Salt Mine [14]

64 62 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 Rys. 10. Aproksymacja sezonowych fluktuacji przemieszczeń w komorze Pompownia [14] Fig. 10. Approximation of the seasonal displacements fluctuation in the Pompownia Chamber [14] Wyniki obserwacji zmian sezonowych aproksymuje suma dwóch funkcji, potęgowej z wykładnikiem m = 1,23 lub m=1.61 i okresowej z cyklem 1 roku (rys. 10) w ogólnej postaci (7) gdzie współczynniki t 0, m, c 1, c, c, c są stałymi dobranymi do wyników pomiarów, a Δt jest stałym półrocznym przesunięciem początku cyklu. Sygnałem nadchodzącego obwału skał jest znaczny i trwały wzrost przyśpieszenia. Proces taki jest trudny do zarejestrowania, bo na ogół powoduje już w początkowej fazie zniszczenie czujnika. W komorze Gołuchowski na III poziomie w kopalni Wieliczka w 1998 r. obwał nastąpił w pobliżu czujnika, nie powodując jego zniszczenia [11]. Dzięki temu uzyskano unikalną rejestrację przemieszczeń w pobliżu obwału skał (rys. 11). Rys. 11. Przemieszczenia, ich prędkości i przyspieszenia zarejestrowane w komorze Gołuchowski przed obwałem stropu [11] Fig. 11. Displacements, their rates, and accelerations recorded in the Gołuchowski Chamber before the roof collapse [11]

65 Nr 11 PRZEGLĄD GÓRNICZY 63 W pierwszym okresie, do maja 1998 r. prędkość obniżania się stropu komory malała w funkcji potęgowej w(t)= -25mm(t/ tj ) 0.59, gdzie t j = 1 rok. W okresie 7 miesięcy postępowała akumulacja energii w skałach stropowych, która na granicy I i II okresu inicjowała deformacje nieciągłe, pękania skał, a potem ich obwał. W I okresie prędkość przemieszczeń zmniejszała się do 20 mm/rok, a przyspieszenia dążyły do zera, aż do chwili powstania nieciągłości. Na granicy okresów I i II we wrześniu 1998 r. nastąpił skokowy wzrost przyspieszenia o ok. 200 mm/rok 2. W drugim okresie obserwowany był rozwój nieciągłości ze wzrostem przyspieszenia do ok mm/ rok 2 na granicy okresów II i III. Gdyby nie zabezpieczono stropu, w kolejnych latach nastąpić mogłyby kolejne cykle ruchu z obwałem skał stopowych. Wtedy wykres na rysunku 11 byłby jednym z wielu możliwych etapów procesu obwału skał. W porównaniu z procesem pokazanym na rys.7 różniłby się oczywiście skalą czasu i wymiarów. 7. Obserwacje konwergencji wyrobisk, deformacji calizn i wytężenia Rozpowszechnienie pomiarów konwergencji i deformacji calizn w polskich kopalniach soli inicjowane były przez Autora po katastrofalnym zatopieniu kopalni w Wapnie w 1977 r. Chociaż stały się rutynowym sposobem obserwacji, rzadko powiązane są z ich interpretacją geomechaniczną, jak w [22], czy chociażby określaniem zaciskania wyrobisk, wyrażonym konwergencją objętościową. Pomiary konwergencji w kopalniach podziemnych polegają na określaniu zmieniającej się w czasie odległości między punktami na ścianach wyrobisk, głównie między stropem a spągiem. Ponieważ konwergencja liniowa określa zmianę odległości, udział przemieszczeń stropu może być rozpoznany tylko wtedy, jeżeli wysokości punktów będą okresowo wyznaczane w odniesieniu do punktów stałych [18]. Zasadę tę wprowadzono w ostatnich latach przy obserwacji konwergencji wykonywanych przez służbę mierniczą kopalni Bochnia. Celem głównym pomiarów konwergencji powinno być określenie zaciskania wyrobisk, kształtowania się długotrwałej tendencji ruchu oraz pozyskanie danych o warunkach i właściwościach geomechanicznych skał. Wobec braku innych obserwacji sygnalizować mogą w pewnych warunkach rozwój deformacji nieciągłych. Przykładami wyników obserwacji konwergencji jest: (i) określenie zaciskania tabela 1, (ii) obserwacji długookresowych tendencji ruchu wykres na rysunku 14, (iii) pozyskania parametrów prawa pełzania modelu sprężysto-lepkiego poprzez analizę odwrotną w pracy Maj [22]. Badania deformacji calizn, w odróżnieniu od badań konwergencji skierowanych na obserwacje pustek, dotyczą deformacji filarów, półek i calizn w otoczeniu wyrobisk. Służyć powinny określeniu rozkładu i rozwoju w czasie odkształceń w caliznach, określeniu właściwości geomechanicznych, w szczególności wytrzymałości. Pomiary deformacji otoczenia wyrobisk wymagają na ogół założenia szeregu baz z punktami w głębi calizny w różnych odległościach od konturu wyrobiska. Takie obserwacje prowadzone były w kopalniach soli w Kłodawie, Siedlcu, Bochni i Sieroszowicach. Spękania prowadzące do degradacji filarów obserwowano w kopalni soli w Wapnie; także w Wieliczce, szczególnie na poziomie Kołobrzeg. Sygnałem nadmiernych wytężeń są rejestracje deformacji i rozwoju spękań i szczelin w caliznach. W filarach międzykomorowych w polu 2 w kopalni Kłodawa na głębokościach większych niż 600 m od lat postępuje ciągły rozwój spękań rozdzielczych o rozwartości sięgającej obecnie nawet kilku centymetrów, wykształcających się w płaszczyznach pionowych równoległych do dłuższego poziomego wymiaru komór. Na uwagę zasługuje to, że obliczone doraźne naprężenia w tych filarach były mniejsze od wytrzymałości doraźnej próbek soli, ale większe od ich wytrzymałości długotrwałej. Deformacje filarów przy naprężeniach przekraczających granicę długotrwałej wytrzymałości jest analogiczne jak próbek opisanych funkcją 3 na rysunku 5. Dla określenia przyrostów w czasie konwergencji i deformacji calizn, w kopalni soli w Sieroszowicach (LGOM) na głębokości 900 m, założona została stacja pomiarowa ze znakami umieszczonymi na kierunkach osiowych, w kilku odległościach od konturu poziomego chodnika (rys. 12). Rys. 12. Konwergencja powierzchniowa przekroju poprzecznego chodnika w kopalni Sieroszowice (opracowanie własne) Fig. 12. Areal convergence of the gallery cross-section in the Sieroszowice Salt Mine (own study) Tabela 1. Warunki i wskaźniki zaciskania kaplic Św. Kingi w Wieliczce i w Bochni [10] Table 1. Conditions and indications of room closure in the St. Kinga s Chapels of the Wieliczka and Bochnia Salt Mines [10] Kaplica Św. Kingi w kopalni soli: Wieliczka Bochnia Wymiary poziome maksymalne 16.4 x 42.2 m 18.2 x 26.2 m Wysokość maksymalna 11.2 m 6.5 m Głębokość i naprężenia litostatyczne 100 m; 2.3 MPa 212 m; 4.9 MPa Obniżenia spągu -24 mm/rok -14 mm/rok Względne prędkości konwergencji w kierunkach głównych (X,Y,Z) /rok /rok /rok /rok /rok /rok Prędkość konwergencji względnej objętościowej komory /rok -3.3 /rok Okres ubytku 1% objętości komory 46 lat 3.0 lat

66 64 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 Wyniki kilkuletnich obserwacji pokazały, że względne konwergencje główne określają funkcje potęgowe czasu o dwóch wykładnikach potęgowych dla baz poziomych m=0.725 i pionowych m=0.695 [13]. Mniejszą wartość wykładnika m, niezgodną z zasadą wpływu kształtu przekroju pionowego chodnika, wyjaśnia Maj w [22] wspornikowym oddziaływaniem poziomej warstwy anhydrytu w stropie chodnika. Podobnie wpływa na konwergencje warstwy anhydrytu głównego w polu 2 w kopalni Kłodawa [17]. Funkcje opisujące zaciskanie tego chodnika prościej przedstawione zostały w pracy [15]. Względna konwergencja powierzchniowa chodnika x S, przedstawiona na rysunku 12, jest częścią (2/3) sumy względnych konwergencji liniowych w kierunkach głównych pionowym ξ h i poziomym ξ s Zaciskanie chodnika o powierzchni początkowej przekroju pionowego S=sh=40.0 m 2, czyli ubytek powierzchni pionowego przekroju chodnika, wyraża konwergencja powierzchniowa w przekroju poprzecznym chodnika S(t): W kierunkach prostopadłych do osi podłużnej chodnika liniowe deformacje górotworu pionowe i poziome są zatem rozciąganiami. Postępując w obliczeniach podobnie jak poprzednio, z różnic przemieszczeń znaków pomiarowych zastabilizowanych w odległościach od powierzchni ścian chodnika 0.1 m, 2.5 m i 5.0 m można łatwo określić deformacje liniowe calizny dla odcinków: od 0.1 m do 2.5 m i od 2.5 m do 5.0 m. Wyniki obliczeń przedstawiono na rysunku 13. Wartości deformacji wskazują, że występujące w tych warunkach odkształcenia rozciągające powodowały spękania (8) (9) calizny z powierzchniami odspojeń o rozciągłości równoległej do osi podłużnej chodnika, a utrzymanie funkcjonalności wyrobiska już po kilku latach wymagało przeprowadzania okresowych przybierek. Z obliczeń wynika, że maksymalne prędkości deformacji, około +20 /rok, wystąpiły przy ociosach chodnika krótko po utworzeniu chodnika, potem z upływem czasu prędkość deformacji zmniejszała się. W przedziale czasu t > 10 lat prognozowane prędkości deformacji są bardzo małe (rys. 13) i w krótkich okresach czasu mogą być uważane w przybliżeniu za stałe. Spękania sygnalizowane mogą być krótkookresowymi zmianami prędkości konwergencji. Przy małej dokładności pomiaru i w odstępach czasu większych niż okres między pojawianiem się kolejnych odkształceń nieciągłych, sygnały te nie są możliwe do zaobserwowania. Często, wobec braku analizy dokładności pomiaru, fluktuacje konwergencji interpretowane są błędnie jako przejaw zmienności ruchu górotworu. Wykonawcy obserwacji nie podają bowiem wartości średnich błędów pomiarów, często większych niż przyrost konwergencji, co prowadzi do nieprawidłowej interpretacji wyników. Przykładem obserwacji konwergencji w komorach wielopoziomowej komorowo-filarowej eksploatacji są wyniki pomiarów w polu 1 kopalni soli Kłodawa. Prędkość konwergencji na głębokościach od 475 do 600 m jest prawie stała w czasie (rys. 14). Jej zmiany nie są rejestrowane, mimo że wyraźnie widoczny jest postępujący rozwój spękań calizn. Na uwagę zasługuje to, że przeprowadzane w kopalni Kłodawa pomiary emisji akustycznej przez M. Kościuszkę OBR Chemkop w latach 80. wykazywały poziom emisji akustycznej proporcjonalny do prędkości konwergencji w poszczególnych komorach. Rys. 13. Deformacje liniowe calizn w otoczeniu chodnika w kopalni soli Sieroszowice (opracowanie własne) Fig. 13. Linear deformations of the rock mass body in the vicinity of the gallery in the Sieroszowice Salt Mine (own study)

67 Nr 11 PRZEGLĄD GÓRNICZY 65 Rys. 14. Konwergencje pionowe w komorach pola 1 w kopalni soli Kłodawa w latach , wg [12] Fig. 14. Vertical convergence in the chambers of Field 1 of the Kłodawa Salt Mine in , according to [12] Wyliczona analitycznie suma ujemnej prędkości konwergencji powierzchniowej i dodatniej deformacji powierzchniowej filarów w polu 1 kopalni Kłodawa w czasie 30 lat osiągnęła wartość 9,8 [13]. Sygnałem powstawania bardzo niebezpiecznych spękań prowadzących do znacznego spadku nośności konstrukcji filarowej pola byłby znaczny i systematyczny wzrost prędkości konwergencji objętościowej, prawdopodobnie w dolnej strefie pola. Sygnałem dostępnym do obserwacji tego procesu powinno być określanie prędkości przyrostów poziomych wymiarów filarów pionowych i pionowych wymiarów półek. Analiza konwergencji ujawniła tendencje zmian prędkości zaciskania w komorach Kaplicy Św. Kingi i Ważyn w kopalni Bochnia, określone poprzez niezależne obliczenie estymatorów prędkości w okresach 1, 2, 4 i 8-letnich dla wszystkich poziomych i pionowych baz pomiarowych w pracy [23]. Po wprowadzeniu przez Kopalnię w kilkunastu miejscach w kopalni technicznego osuszania powietrza, po 2007 r. pojawiła się tendencja spadku prędkości zaciskania komory (rys. 15). Rys. 15. Prędkości konwergencji względnej poziomej i pionowej w komorze Ważyn (opracowanie własne) Fig. 15. Relative horizontal and vertical convergence rates in the Ważyn Chamber (own study)

68 66 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 W komorze Ważyn dominującą w zaciskaniu jest prędkość konwergencji w kierunku pionowym spowodowana wypiętrzaniem spągu, co jest konsekwencją łukowego kształtu przekroju poprzecznego wydłużonej poziomo komory oraz zwiększonej odkształcalności usypiska, sięgającego znacznie w głąb spągu komory. Spękania czy deformacje spągów komór mogą być uciążliwe czy szkodliwe, ale nie generują oczywiście zagrożenia obwału skał. 8. Wnioski 1. W naukach górniczych powstawanie i rozwój spękań w skałach bada się w związku z eksploatacją złóż. W kopalniach podziemnych obserwuje się i ocenia związane z tym warunki bezpieczeństwa. Prawidłowa ocena zagrożenia, wynikającego ze spękania skał jest szczególnie ważna w zabytkowych kopalniach soli, ze względu na ich długowieczność i rosnącą intensywność ruchu turystycznego. 2. Miarą zagrożenia jest prawdopodobieństwo utraty użyteczności zagrożonego obiektu. Szkodliwość czy użyteczność zaciskania zależy od funkcji wyrobiska. W zabytkowych komorach zaciskanie jest szkodliwe, ale w strefie podsadzanych czy wypełnianych zbędnych wyrobisk korzystnie przyśpiesza proces ich likwidacji. 3. W wyrobiskach, w których wystąpić może odpadanie skał, zagrożenie dotyczące osób jest proporcjonalne do odpowiedniej sumy czasu ich pobytu. Jest oczywiście mniejsze, jeżeli osoby tylko przechodzą przez takie wyrobiska, niż wtedy, gdy w nich dłużej przebywają. 4. Laboratoryjne badania próbek skał solnych wskazują na związek inicjacji spękań rozdzielczych na progu dylatancji z wytrzymałością długotrwałą, która jest około dwukrotnie mniejsza niż oznaczana laboratoryjne wytrzymałość doraźna. 5. Zagrożenia obwałami skał sygnalizowane jest na ogół: (a) wizualnymi objawami w postaci spękania skał czy wzrostu odspojeń i drobnego opadu skał, (b) deformacją i spękaniami obudowy ze zmniejszeniem jej walorów ochronnych, (c) zmianami prędkości przemieszczeń skał identyfikowanych w pomiarach, (d) występowaniem w caliznach nadmiarowych wytężeń lub odkształceń, (e) rozwojem szczelin inicjujących odpadanie odspojonych skał, czy obwał skał. Sygnały a i b są identyfikowane w trakcie okresowych przeglądów wyrobisk. Sygnał (c) jest wynikiem analizy danych pomiarowych, sygnał (d) geomechanicznej analizy obliczeniowej, a sygnał (e) analizy przemieszczeń lub danych geofizycznych. Dla każdego z tych sygnałów wartościowe rozpoznanie powinno prowadzić do sformułowania miar i kryteriów, określających granice bezpieczeństwa. Kryteria mogą być subiektywne wynikające z osobistego doświadczenia górniczego lub obiektywne uzyskane z pomiarów i okresowych analiz. 6. Warunkiem bezpieczeństwa jest utrzymywanie w skałach stanu naprężeń mniejszych niż długotrwała wytrzymałość skał, a nie doraźna wytrzymałość próbek skał. Przekroczenie wytrzymałości prowadzi zawsze do pojawienia się spękań, poślizgów, odkształceń, a ich rozwój niekiedy do odspojeń od calizn, odpadania i obwału skał. Zapobiega się temu przez prowadzenie robót górniczych, polegających na ogół na obrywce skał, obudowie, kotwieniu czy przypinaniu siatek ochronnych. W miejscach występowania znacznego zagrożenia osób skuteczność obudowy powinna być obserwowana. 7. Źródłem informacji o stanie geomechanicznym skał w specyficznych warunkach kopalnianych są obserwacje in situ. Ich wyniki powinny służyć monitorowaniu odkształceń górotworu i sygnalizowaniu zagrożeń. W przyszłości obserwacje te powinny być przeprowadzane przede wszystkim wielozadaniowymi inteligentnymi czujnikami ze zmienną częstotliwością rejestracji i zakresem pomiaru oraz z sygnalizacją dostosowaną do wyników pomiarów. 8. Pomiary skierowane na określenie ruchu górotworu, w szczególności pomiary wysokości reperów i konwergencji powinny być wykonywane z częstotliwością zależną od prędkości ruchu i dokładności pomiarów. W warunkach podwyższonego zagrożenia większa częstotliwość pomiarów jest użyteczna, bo sygnalizować może utrzymywanie się dotychczasowej tendencji ruchu. Należy jednak podkreślić, że przy braku analitycznej analizy warunków geomechanicznych stwierdzenie utrzymywania się stałej tendencji ruchu nie może być podstawą uznania, że warunki są bezpieczne. 9. Prognozowanie zaciskania wyrobisk czy deformacji calizn poprzez ekstrapolację wyników obserwacji wymaga zawsze uwzględnienia różnic warunków geologiczno-górniczych. W kopalni Sieroszowice 10 zaciskanie wyrobiska wystąpiło po czasie o rząd wielkości krótszym niż w polu 1 w Kłodawie. Przyczyną tego, oprócz właściwości skał, budowy górotworu i rozmieszczenia wyrobisk jest wzrost obciążeń z głębokością oraz wzrost podatności na pełzanie spowodowany gradientem termicznym i nieliniowym wzrostem prędkości odkształceń z temperaturą. 10. W zabytkowych kopalniach ze wzrostem liczby zwiedzających osób rosnąć powinna odpowiednio obsługa ich bezpieczeństwa, poprzez okresowe przeglądy stanu wyrobisk, pomiary i odpowiedni system ostrzegania z okresową profesjonalną analizą ruchu górotworu. Obserwacja przemieszczeń czy konwergencji nie może jednak zastępować obliczeń i oceny kształtowania się wytężeń w otoczeniu chronionych wyrobisk. 11. Przeglądy wizualne calizn, pomiary przemieszczeń, konwergencji pustek, deformacji calizn, pomiary geofizyczne i obliczeniowa analiza geomechaniczna, każdy sam w sobie nie jest rozstrzygający dla określania zagrożenia i oceny stanu bezpieczeństwa geomechanicznego. Jest oczywiste, że rozsądne współuczestniczenie tych działań i analiz jest właściwą praktyką, która powinna być stosowana. Podziękowania Autor składa podziękowanie dr inż. D. Flisiak za cenne uwagi. Literatura 1. Avdeev Y., Vorobyev V., Krainev B., Kublanov A., Semenov Y.: Criteria for geomechanical Stability of Salt Caverns, SMRI, Fall meeting, El Paso, Carr J. R.: Relation between the fractural dimension and joint roughness, Bull. Assoc. Enginig. Geol. 26, Gustkiewicz J., Kortas G., Nowakowski A., Maj A.: Ocena możliwości długotrwałej pracy podziemnego magazynu ropy i paliw w kopalni Góra, OBR Chemkop Kraków/IKS Inowrocław 2003, praca badawcza niepublikowana, Cotrell A.H.: Własności mechaniczne materii, PWM, Warszawa Dreyer W.: The science of rock mechanics. Part 1. The strength properties of rocks, Series on Rock and Soil Mechanics, Vol. 1, No. 2, Trans Tech Publications, Flisiak D.: Laboratoryjne badania właściwości geomechanicznych soli kamiennej z wybranych złóż cechsztyńskich, Gospodarka Surowcami Mineralnymi 2008, t. 24, z. 3/2.

69 Nr 11 PRZEGLĄD GÓRNICZY Kidybiński A.: Podstawy geotechnik kopalnianej, Wydawnictwo Śląsk, Katowice Kłeczek Z. Flisiak D., Wosz R.: Czynnik czasu w problematyce stateczności podziemnych wyrobisk górniczych. Geotechnika w Górnictwie i Budownictwie Specjalnym KGGiG AGH Kortas G.: O problemie skali w oznaczaniu wytrzymałości skał, Archiwum Górnictwa, t. 25, z. 2, Warszawa - Kraków, praca doktorska, Kortas G.: Konwergencja jako miara zaciskania wyrobisk komorowych, Przegląd Górniczy 2001, Nr Kortas G., (red.): Ruch górotworu i powierzchni w otoczeniu zabytkowych kopalń soli, IMG wyd.igsie PAN, Kraków Kortas G. (red.): Ruch górotworu w rejonie wysadów solnych, IMG Wydawnictwo IGSiE PAN, Kraków Kortas G.: On the convergence of workings and the purpose of working observation in salt mine, Geology, Geoghisics & Environment 2012, Vol. 38, No. 1, 51-68, Kortas G.: Long- and Short-Term Process Indicated by the Displacement of the Chamber Roof in the Monumental Wieliczka Salt Mine, Archives of Mining Sciences, Committee of Mining, Kraków, Kortas G.: Podstawowe problemy ochrony powierzchni i górotworu w górnictwie solnym, Przegląd Górniczy 2014, Nr Kortas G., Maj A.: Estimation of stresses around underground petroleum storage in hardly recognized geological and mining conditions in salt dome, A.A.Balkema Publishers, ISRM Eurock, pp , Kortas G., Maj A.: Warunki geomechaniczne w caliznach chroniących kopalnię przed wodami na przykładzie kopalni soli Kłodawa, Przegląd Górniczy 2012, Nr Kortas G., Maj. A.: Aktualny stan bezpieczeństwa wyrobisk trasy turystycznej w zakładzie górniczym Bochnia, praca badawcza niepublikowana, GeoConsulting Sc. KS Bochnia Kortas G., Nowakowski A.: Krytycznie o zjawiskach pokrytycznych w próbkach skalnych Geotechnika i Budownictwo Specjalne 2002, z Kwaśniewski M.: 1996 Dylatancja jako zwiastun zniszczenia skały, Przegląd Górniczy 1992, Nr Kwaśniewski M.: O naturze pustek w skałach, procesie mikropękania i odkształceniach objętościowych poprzedzających kruche zniszczenia w polu naprężeń ściskających, III Szkoła Geofizyki Górniczej, Wadowice Maj A.: Convergence of gallery workings in underground salt mines, Archives of Mining Sciences No. 14, monografia, Maj A., Kortas G.: Ocena skuteczności podsadzania wyrobisk K.S. Bochnia w kontekście ochrony powierzchni i podziemnych obiektów zabytkowych, GeoConsulting Kraków/KS Bochnia 2014, praca badawcza niepublikowana, Marcak H.: Fizyczne podstawy użycia metod geofizycznych, Gospodarka Surowcami Mineralnymi 2008, t.24, z. 2/ Norton F. H.: The creep of steel at high temperatures, McGraw-Hill, New York, Szewczyk J. i in.: Wykonanie analizy wraz z interpretacją wyników pomiarów konwergencji pionowej i poziomej oraz propagacji szczelin w wyrobiskach, praca badawcza niepublikowana, KS Wieliczka Jaeger J.C., Cook N.G., Zimmerman R.W.: Fundamentals of Rock Mechanics, 4th. edition, Blackwell Publishing USA, pp. 70, Wawersik W. R., Fairhurst C.: A study of brittle rock fracture in laboratory compression experiments, Int. J. Rock. Mech. Min. Sci., Vol. 7, pp , 1970.

70 68 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 UKD : 622.8: Określenie stanu podporowej tamy przeciwwodnej i jej ruchów na podstawie obserwacji geodezyjnych w komorze Layer w kopalni Wieliczka Determination of the condition of the support water dam and its movements on the basis of geodetic observations conducted in the Layer Chamber of the Wieliczka Salt Mine dr. inż. Agnieszka Maj* ) dr hab. inż. Kajetan d Obyrn** ) Treść: Współoddziaływanie obiektów trudno odkształcalnych z ośrodkiem o własnościach reologicznych jest ważnym problemem w górnictwie, a rozpoznać je można obserwując długotrwałe zachowanie obiektów i otaczającego je górotworu. Przykładem takiego zagadnienia jest współdziałanie tamy podporowej dla ujęcia wycieku w komorze Layer kopalni Wieliczka z górotworem. Zespół komór Layer usytuowany jest przy północnej granicy złoża na VII poziomie kopalni soli Wieliczka (rys. 1, 2). W grudniu 1972 r. ujawniono wyciek W VII-16 i ujęto go w chodniku tamy podporowej (rys. 4). Od chwili stwierdzenia wycieku rozpoczęto systematyczną jego obserwację hydrogeologiczną. Wypływ, początkowo do 20 m 3 /h, spadł do ok. 8,5 m 3 /h w 2014 r. Stężenie NaCl w wycieku, średnio wynosi ok g/dm 3 i utrzymuje się na stałym poziomie (rys. 3). W okresie między stwierdzeniem wypływu w komorze Layer a zbudowaniem w niej tamy przemieszczenia pionowe powierzchni terenu nad komorą przekraczały -23 mm/rok. Obecnie wynoszą maksymalnie -10 mm/rok (rys. 5). Obniżenia poziomu VII niedaleko chodnika dojściowgo do komory Layer w latach wyniosły 3,2 mm/rok (rys. 6). Na tamie podporowej założono sieć pomiarową (rys. 7). Wszystkie punkty obniżały się względem reperuj nawiązania pomiarów niwelacyjnych ZN Początkowo prędkość obniżania dochodziła do 30 mm/rok, a obecnie wynosi ok. 5 mm/rok w stropie komory i poniżej 1 mm/rok w spągu tamy (rys. 8, 9). Analiza przemieszczeń punktów wykazała, że pionowe deformacje tamy są generalnie ściskaniami, maksymalnie -1,13 /rok (rys ). Dodatkowo obserwowane jest wybrzuszanie się tamy, maksymalnie 1,1 mm/rok (rys ). W stropie komory Layer zainstalowano cztery czujniki przemieszczeń (rys. 15), które wskazują na w przybliżeniu stałą prędkość obniżeń stropu, maksymalnie 6,0 mm/rok (rys. 16). Zjawisko współoddziaływania tamy z podłożem ma charakter zanikowy. Nadal jednak będzie postępować jej deformacja wywołana naciskiem skał. Przejawem tego procesu będzie też zwiększanie odkształceń poziomych, szczególnie w środku wysokości tamy. Przeprowadzone badania wykazały, że poprzez proste pomiary geodezyjne rozpoznać można ruch otoczenia tamy wodnej i jej deformacje określające stan tamy podporowej, a także wstępnie ocenić tendencje zmian tego stanu. Abstract: Interaction between hard deformable objects and rheological properties is an important issue im mining industry. It can be discovered by long-term observations of the behaviour of the objects and the surrounding rock mass. The interaction between the support water dam for catching the leakage in the Layer Chamber of the Wieliczka Salt Mine, and the rock mass can be an example. The complex of chambers Layer is located in the northern boundary of the deposit at level VII of the Wieliczka Salt Mine (fig. 1, 2). On December 1972, the leakage W VII-16 was discovered and caught in the drift of the water dam (fig. 4.). After that, the leakage was subject to systematic hydrological observations. The outflow, originally up to 20 m3/h, fell to the level of ca. 8,5 m3/h in 2014 r. The concentration of NaCl in the leakage averages ca g/dm3 and remains constant (fig. 3.). Between the period of discovering the outflow from the Layer Chamber and placing there a support dam, the vertical displacements of the land surface above the chamber exceeded -23 mm/lear. Currently, the amount to the maximum of -10 mm/lear (fig. 5.). Subsidence of level VII near the access gallery to the Layer Chamber in came up to 3.2 mm/year (fig. 6.). The support dam was equipped with a measurement grid (fig. 7.). Each point was depressing againts the benchmark levelling measurements ZN Originally, the lowering speed reached 30 mm/year with a change to 5 mm/year in the chamber roof and below 1 mm/year in the dam floor (fig. 8., 9.). The analysis of benchmark displacements show that vertical dam deformations are, in general, compressions up to the maximum of /year (fig ). Moreover, the dam * ) Instytut Mechaniki Górotworu PAN w Krakowie ** ) Kopalnia Soli Wieliczka S.A., Politechnika Krakowska w Krakowie

71 Nr 11 PRZEGLĄD GÓRNICZY 69 Wyciek WVII-16, po początkowych próbach likwidacji przez iniekcje prowadzone z wewnątrz i zewnątrz złoża, zois bulging up to the maximum of 1.1 mm/year (fig ). In the roof of the Layer chamber four displacement sensors were placed (fig. 15.). which indicate approximately constant velocity of the roof subsidence at the maximum of 6.0 mm/year (fig. 16.). The phenomenon of the interaction between the dam and the ground is of atrophic character. However, the deformation of the dam caused by rock pressure will progress. The increase of horizontal strains, prticularly in the dam s height center, will be the sign of the process as well. This study demonstrated that through simple land surveying, it is possibile to identify the movements in the vicinity of the dam and its deformations which indicate the state of the support dam, as well as initialy evaluate the trends of this state. Słowa kluczowe: podporowa tama przeciwwodna, kopalnia soli, obserwacje geodezyjne, przemieszczenia reperów, deformacje tamy Key words: support water dam, salt mine, geodetic observations, benchmark displacement, dam deformations 1. Wprowadzenie Ograniczenie zagrożenia wodnego polega na ujmowaniu wycieków, budowie wodoszczelnych tam odgradzających dopływające wody, powadzeniu iniekcji stabilizujących zeszczelinowane i rozługowane utwory wokół wycieku lub likwidacji wyrobisk w strefie niezabytkowej, a jeśli to możliwe zamykaniu wycieku. W górotworze solnym, z upływem czasu, tamy ulegają przemieszczeniom oraz deformacjom, które doprowadzić mogą do utraty szczelności tam wodnych [8]. W agresywnym dla betonu środowisku wodnym zachodzą procesy starzenia materiału. W warunkach otoczenia sztywnych obudów w górotworze o właściwościach reologicznych z upływem czasu w betonie powstają spękania i wzrasta ich odkształcalność [7]. Wykazać można, że ruchy górotworu w otoczeniu tam wodnych i deformacje ich konstrukcji mogą być obserwowane na drodze pomiarów geodezyjnych, a ich analiza służyć może ocenie stanu tam i prognozowaniu ich zachowania się. Celem tego artykułu jest przedstawienie wyników takich pomiarów na tle warunków geologiczno-górniczych oraz sposobu ich analizy, a także wynikającej z tego prognozy ruchów i deformacji tamy w następnych latach. 2. Warunki geologiczno-górnicze w otoczeniu komory Layer Złoże Wieliczka kontaktuje się na północy ze spękaną i zlustrowaną czapą gipsowo-iłową, w której dominują iłowce margliste z wtrąceniami gipsu i porozrywanymi blokami piaskowców warstw chodenickich. W warstwach tych występuje seria piaszczysta reprezentowana przez iły pylasto-piaszczyste, często z okruchami piaskowców oraz piaskowce utwory o wysokim współczynniku filtracji. Na wychodniach tych warstw, blisko powierzchni, przeważają przepuszczalne dla wód utwory ilasto-piaszczyste, przez które horyzonty wodonośne zasilane są wodami opadowymi. Pod złożem solnym występują warstwy skawińskie wykształcone w przewadze jako iłowce margliste, niekiedy z przerostami piaskowca. Tworzą one szczelny ekran, przez który do złoża solnego nie przenikają wody, a poziom wodonośny w ich obrębie nie stanowi istotnego zagrożenia wodnego dla kopalni. Budowę złoża charakteryzuje przekrój geologiczny w kierunku S-N na rysunku 1. Na warunki hydrogeologiczne w strefie zachodniej złoża, obejmującej komorę Layer, wpływ mają utwory piaszczyste trzech poziomów warstw chodenickich (rys.1) ze strefami spękań i rozmytych szczelin. Ze względu na zagrożenie wodne tego rejonu kopalni największe znaczenie ma górny poziom, którego zwierciadło w otworach wiertniczych H.2 i H.8 występuje na głębokości ok. 20 m. W poziomie tym występują wody utworów chodenickich pochodzące z końcowych stadiów ostatniego zlodowacenia [15]. Zawodnione utwory piaszczyste warstw chodenickich występują również w obrębie czapy (rys.1). Kontaktują się one z serią solną i północną granicą wyrobisk, głównie na poziomach IV-VII. Zespół komór Layer usytuowany jest przy granicy złoża na VII poziomie kopalni soli Wieliczka w odległości około 200 m na północny wschód od szybu Kościuszko (rys. 2). Powstał on w wyniku eksploatacji złoża metodą strzałową w latach czterdziestych dwudziestego wieku. Ze względu na usytuowanie komór i prawdopodobnie korzystne warunki filtracyjne do komór Layer spływała solanka z wyżej położonych ługowni przy granicy złoża. Prawdopodobnie już w czasie eksploatacji wystąpiły problemy związane z dopływem wód z utworów warstw chodenickich [14]. Po zakończeniu wydobycia komory te przeznaczono na zbiorniki solanki, potem zbiorniki dosalające. Dla wyrównania poziomów solanki poszczególne komory podpoziomowo połączono chodnikiem. Z upływem czasu filary komór zostały rozługowane i powstał rozległy zbiornik o długości ok. 160 m i szerokości m [14]. Spąg zbiornika wypełniały skały nierozpuszczalne, głównie iły. Warunki te maskowały początkowo pojawienie się kontaktu z wodami pozazłożowymi. Szybkie i nagłe podniesienie się poziomu wody w komorze Layer w grudniu 1972 r. ujawniło wyciek. Obecnie zespół komór Layer wypełniony jest podsadzką. W bliskim sąsiedztwie komory Layer na poziomie VI, przy granicy złoża, usytuowany jest zespół komór eksploatacji suchej Windakiewicz, wypełniony podsadzką piaskową. Dalej na północ występuje strefa ługowniczej eksploatacji otworowej, w której to strefie zasięg rozługowań poszczególnych komór nie jest precyzyjnie określony. Z układu wyrobisk na poziomie VI wynika, że bezpośrednio nad północnym ociosem komory Layer występuje zwężenie calizny półki między VI a VII poziomem, powodujący lokalny wzrost naprężeń. Strefa poziomu VIII w okolicach komory Layer nie była eksploatowana. Najniższy IX poziom jest obecnie niedostępny, a wyrobiska tego poziomu wypełniane są pełnonasyconą solanką. Zbiornik solanki powstał poprzez spływ wód o różnym nasyceniu, zwłaszcza w okresie katastrofalnych dopływów do poprzeczni Mina w 1992 roku. Strop nad tymi wyrobiskami ulega stopniowo obniżaniu. Wpływ tych obniżeń zaznaczyć się może na VII poziomie w strefie między szybami Kinga i Kościuszko oraz w strefie komory Layer. Obecnie zagrożenie wodne w kopalni soli Wieliczka związane jest przede wszystkim z budującymi północne przedpole złoża utworami warstw chodenickich. Dopływy z tych warstw stanowią ok. 85% wszystkich dopływów do wyrobisk kopalni, z czego ok. 60% dopływu przypada na wyciek WVII-16 w komorze Layer, dawnej komorze Fornalska 2 [1]. 3. Charakterystyka wycieku W VII-16 i tamy przeciwwodnej

72 70 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 Rys. 1. Przekrój geologiczny NW-SE w sąsiedztwie komory Layer 2 [3, 13] Fig. 1. Geological cross-section NW SE in the vicinity of the Layer 2 Chamber [3, 13]

73 Nr 11 PRZEGLĄD GÓRNICZY 71 Rys. 2. Poziom VII, mapa sytuacji górniczej z lokalizacją wycieku i reperów Fig. 2. Level VII. A mining situation map, with the leak and benchmark locations stał ujęty chodnikiem w tamie podporowej w komorze Layer, a wyrobiska wokół wycieku zostały podsadzone. Zbudowana z betonowych segmentów tama miała za zadanie wzmocnienie osłabionego działaniem przepływających wód północnego ociosu komory oraz podparcie warstw stropowych i odciążenie ociosów [14]. Zachowanie się tamy było monitorowane od zakończenia jej budowy (wschodnia część w 1973, zachodnia w 1976). Już na początku lat 80. stwierdzono uszkodzenia tamy i kilka lat później przeprowadzono nieudane iniekcje doszczelniające. Wykonane na początku lat 90. analizy wyników pomiarów obniżeń prowadziły do wniosku, że tama wciska się w strop komory i przechyla się ze wschodu na zachód. Pogląd ten został zweryfikowany dopiero w 2014 r. [10]. Wyciek WVII-16 w komorze Layer stanowi obecnie ok. 56% łącznego dopływu wód do wyrobisk kopalni Wieliczka [1]. Według badań przeprowadzonych w latach dopływ do komory Layer jest wodą glacjalną, pozbawioną Rys. 3. Roczne zmiany wydatku wycieku i stężenia NaCl w wycieku (opracowanie własne) Fig. 3. Annual volume change of the water from the leak and NaCl concentration in the leak (own study) trytu [2]. Kompleksowy opis tego wycieku przeprowadzono w roku 2006 [4]. Od tego czasu jego parametry, tzn. wydatek i zawartości NaCl nie zmieniły się znacząco. Od chwili stwierdzenia wycieku w komorze Layer rozpoczęto systematyczną jego obserwację hydrogeologiczną. Wypływ, początkowo do 20 m 3 /h, po 10 latach spadł do ok. 12 m 3 /h, a w ostatnim okresie wykazuje niewielkie zróżnicowanie, z tendencją spadku do ok. 8,5 m 3 /h w 2014 r. Stężenie NaCl w wycieku, w porównaniu z innymi wyciekami kopalnianymi, jest niewielkie, średnio wynosi ok g/dm 3 i utrzymuje się na stałym poziomie. Na rysunku 3 przedstawiono wydatek wycieku i jego stężenie (wartości średnie dla każdego roku) oraz krzywe aproksymujące te wielkości. Zależność wydatku wycieku w m 3 /h od czasu Q(t) aproksymować można funkcją wykładniczą w postaci: której asymptota jest liniową funkcją malejącą z prędkością -0,005 m 3 /h/rok. Stężenie NaCl w wycieku ulega fluktuacjom wokół stałej wartości średniej wieloletniej 62,43 kg/m 3. Po ujawnieniu groźnego wycieku, w toku prac ratunkowych wysunięto kilka koncepcji likwidacji zagrożenia, m.in. próby likwidacji wycieku przez iniekcje z wewnątrz i zewnątrz złoża i budowę tamy podporowej z trwałym ujęciem wycieku w chodniku tamy. Po nieskutecznych próbach iniekcji oraz stwierdzeniu dodatkowych wycieków w komorze Layer podjęto decyzję o budowie tamy wzdłuż północnego ociosu komory na znacznej jego części. W projekcie budowy tamy podporowej z ujęciem wycieku w komorze Layer założono wykonanie bloku w kształcie prostopadłościanu przylegającego do północnego ociosu komory o wymiarach: długość 20,8 m, średnia szerokość 8,6 m, średnia wysokość 2,6 m. W środkowej części tamy zbudowano chodnik prowadzący do wycieku. W drugim półroczu 1974 r. podjęto próbę zamknięcia wycieku. Po nieudanej próbie zamknięcia zdecydowano się na trwałe ujęcie wycieku w chodniku. Następnie dobudowano wschodnią część tamy (tzw. nowy segment) o objętości 438 m 3. Ostatecznie wybudowany blok tamy obejmował 11 segmentów i składał się z kilkudziesięciu elementów technologicznych o wymiarach: objętość ok m 3, długość 84,8 m, średnią wysokość 2,6 (1)

74 72 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 m oraz szerokość od 5,0 m do 9,5 m. Całość prac zakończono w marcu 1977 r. Położenie tamy względem komór Layer-2 i Layer-3 przedstawiono na rysunku 4. W pierwszej fazie budowy stosowano zaprawę betonową w składzie: cement kg, woda z wycieku 233 kg, kruszywo do 40 mm 1655 kg. Wytrzymałość betonu wykazała jednak znaczny rozrzut, od 7,3 do 33,1 MPa [14]. Budując część zachodnią używano dodatkowo szkła wodnego i chlorku baru. Beton był zagęszczany przez ubijanie, a w płaszczyznach kontaktowych zakładano rurki cementacyjne. W wykonanych w roku 1984 r. badaniach stwierdzono, że współczynnik zmienności wytrzymałości betonu przekracza 20%, co klasyfikuje beton jako niedostateczny dla funkcjonalności tamy [14]. Uszkodzenia, korozja i degradacja betonu postępowała nadal po 1984 roku. Dla ochrony ujęcia założono obudowę tubingową chodnika w tamie podporowej, która lokalnie wzmocniła konstrukcję tamy. 4. Ruch górotworu w rejonie komory Layer Komora Layer położona jest w centralnej części kopalni, na NE od szybu Kościuszko. W tym obszarze kopalni złoże soli urabiane było materiałem wybuchowym, długimi prostopadłościennymi komorami, między którymi pozostawiano filary podporowe. W drugiej połowie XX wieku w części centralnej złoża sól wybierana była metodą ługowania, w kawernach o długościach kilkudziesięciu metrów i kilkukrotnie mniejszym wymiarze poprzecznym. Konsekwencją urabiania wodą było zwiększenie wykorzystania złoża i oczekiwany wzrost tempa wydobycia, ale także niekontrolowane, niezamierzone rozługowania i przecieki solanki, a potem wielkoobszarowa degradacja calizn, szczególnie w strefie V poziomu kopalni i międzypoziomu Kołobrzeg. Symptomem oddziaływania wyrobisk są obniżenia powierzchni terenu. Wykształcające się w XVIII i XIX w rejonie szybu Regis centrum obniżeń powierzchni terenu przesuwało się w kierunku zachodnim i w wieku XX usytuowało się w strefie szybu Kościuszko [6]. Obniżenia reperów powierzchniowych w rejonie komory Layer pokazano na rysunku 5. Można zauważyć, że po 1945 r. wraz ze wzrostem wydobycia soli, zwiększyła się prędkość obniżania terenu, osiągając maksimum w latach (rys. 5), a od lat osiemdziesiątych ub. wieku średnia prędkość obniżeń maleje. W okresie między stwierdzeniem wypływu w komorze Layer a zbudowaniem w niej tamy prędkość przemieszczenia pionowego powierzchni terenu wynosiła od -42,2 mm/rok (Rp. 5) do -14,5 mm/rok (Rp. 7). Nad komorą prędkość przemieszczenia przekraczała -23 mm/rok. Ze względu na znaczne przemieszczenia terenu w wynikach pomiarów nie można zaobserwować zmian ruchu górotworu wywołanych najpierw skutkami przepływu wód, a później efektem podporowych właściwości zbudowanej tamy, jak to miało miejsce w przypadku wycieku w poprzeczni Mina [5, 9, 11]. Na brak widocznych efektów na powierzchni terenu wpływ miała także znikoma ilość wynoszonych w wycieku nierozpuszczalnych minerałów, świadcząca o nieznacznych wymyciach w masywie skalnym. Obecnie maksymalne przyrosty przemieszczenia pionowego obserwowane w rejonie szybu Kościuszko wynoszą -20 mm/rok, a nad tamą ok. -10 mm/rok. Analiza wyników pomiarów dołowych również nie wykazała oddziaływania przepływu wód i stabilizującej górotwór tamy. Obecnie obserwowane jest zróżnicowanie wartości obniżeń podłużni Layer między szybami Kinga i Kościuszko. W latach (12 lat) obniżenia mieściły się w granicach od 7,7 mm/rok na skrzyżowaniu podłużni Layer z poprzecznią Layer IV do 1,7 mm/rok przy szybie Kinga (rys. 6). Niedaleko chodnika dojściowgo do komory Layer obniżenia wyniosły 3,2 mm/rok. Podobne zróżnicowanie wartości przemieszczeń pionowych zauważyć można analizując wyniki pomiarów niwelacyjnych we wcześniejszych latach. 5. Lokalne obserwacje tamy podporowej 5.1. Sieć obserwacyjna przemieszczeń na ścianie tamy Zachowanie się tamy i stropu komory przy tamie było obserwowane niemal od początku jej konstruowania. Autorem koncepcji obserwacji był ówczesny mierniczy Kopalni Rys. 4. Lokalizacja tamy na tle zespołu komór Layer (Fornalska) Fig. 4. Dam location on the background of the Layer (Fornalska) Chamber Complex

75 Nr 11 PRZEGLĄD GÓRNICZY 73 Rys. 5. Przemieszczenia pionowe reperów powierzchniowych w funkcji czasu (opracowanie własne) Fig. 5. Vertical displacements of surface benchmarks in relation to time (own study) Rys. 6. Przemieszczenia pionowe punktów na poziomie VII w okresie (opracowanie własne) Fig. 6. Vertical displacements of benchmarks of Level VII in (own study) Wieliczka J. Wójcik. Budowę wschodniej części tamy zakończono w grudniu 1973 r, a części zachodniej w marcu 1977 r. Sieć reperów, złożoną z jednej linii w stropie komory przy tamie i dwóch linii przystropowej i przyspągowej na tamie, założono w 1974 r. (część wschodnia) i rozbudowano w trakcie budowy kolejnych segmentów tamy. Pierwotna sieć (w części wschodniej) składała się z 9 reperów stropowych (1-9), 12 przystropowych (10-21) i 9 przyspągowych (22-30). Numerację powadzono z zachodu na wschód. Pierwszy pomiar przeprowadzono r. Drugi pomiar wykonano po miesiącu, trzeci po kolejnych 3 miesiącach, a kolejne w okresach ok. półrocznych. W 7. serii pomiarowej ( r.) do obserwacji włączono repery zastabilizowane w zachodniej części tamy. W tej części punkty założono również w trzech liniach: stropowej (60-66), przystropowej (70-75) i przyspągowej (70-85). Punktem dowiązania sieci punktów obserwacyjnych był reper ZN 7-11 zlokalizowany przy szybie Kościuszko [12]. Jego wysokość przyjęto jako stałą w całym okresie obserwacji (Z = 9,4620 m) i na tej podstawie wyznaczano wysokości wszystkich punktów w komorze Layer od pierwszego pomiaru w 1974 r. do 2013 r. Takie podejście eliminowało znaczące błędy pomiarowe, szczególnie błędy przeniesienia wysokości na VII poziom kopalni. Przy interpretacji obserwacji długotrwałych, kilkudziesięcioletnich procesów błędy te nie są tak istotne jak w krótkotrwałych procesach. Nie można wtedy

76 74 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 Rys. 7. Szkic lokalizacyjny obserwowanych obecnie reperów;na czerwono zaznaczono repery mierzone od 1974 r. (część wschodnia) i od 1976 r. (część zachodnia) Fig. 7. Sketch of the distribution of the currently observed benchmarks; red colour marks the benchmarks being measured since 1974 (Part E) and since 1976 (Part W pominąć faktycznego ruchu reperu nawiązania pomiarów niwelacyjnych ZN Z upływem czasu założona pierwotnie sieć punktów pomiarowych ulegała degradacji. Jej główną przyczyną jest reakcja stopowych i spągowych części tamy na ruch stropu i spągu komory, która powoduje oblewanie reperów skałami stropowymi i spągowymi, przez co punkty stają się niedostępne do pomiaru. Ze względu na znaczną degradację pierwotnej sieci uzupełniono ją o nową linię stropową (repery , A i B) oraz nową linię przyspągową w części wschodniej (repery ). Z pierwotnie zastabilizowanych reperów w pomiarze w 2013 r. uczestniczyło 5 reperów przystropowych i 2 przyspągowe w części wschodniej tamy oraz 5 reperów przystropowych i 5 przyspągowych w części zachodniej. Zachował się tylko jeden reper stropowy (62). Obecnie obserwowaną sieć punktów, z zaznaczeniem najstarszych reperów, pokazano na rysunku Przemieszczenia pionowe punktów obserwacyjnych Wszystkie zastabilizowane w komorze Layer repery obniżały się względem reperu ZN Początkowo prędkość obniżeń dochodziła do 30 mm/rok. Obecnie prędkość ta jest wielokrotnie mniejsza, ok. 5 mm/rok w stropie komory i poniżej 1 mm/rok w spągu tamy. Na rysunku 8 przedstawiono maksymalne przemieszczenia punktów obserwacyjnych w poszczególnych strefach tamy. Przemieszczenia pionowe punktów w funkcji czasu aproksymowano pewnym typem krzywych wykładniczych, wyrażonym ogólnym wzorem gdzie t jest czasem obserwacji, t j = 1 rok, t 0 czasem początkowej obserwacji, a c 1 i c 2 pewnymi stałymi, przy czym c 1 >0 a 0<c 2 <1. Ten typ funkcji wykładniczej opisuje zjawiska charakteryzujące się zmniejszaniem przyrostów zmiennej w w trakcie zbliżania się do pewnej granicznej wartości asymptotycznej. Parametr -c 1 określa asymptotę, do której dąży funkcja aproksymacyjna, a tym samym maksymalne obniżenie danego punktu po nieskończenie długim czasie. Parametry te mają wartości szacunkowe i powinny być powiązane z geomechanicznymi badaniami modelowymi zjawisk zachodzących w rejonie komory Layer. (2) Rys. 8. Przemieszczenia pionowe reperów w poszczególnych strefach tamy (opracowanie własne) Fig. 8. Vertical displacements of benchmarks in particular dam sections (own study)

77 Nr 11 PRZEGLĄD GÓRNICZY 75 Takie ujęcie wyników obserwacji pozwala na ekstrapolację wstecz i wprzód, dzięki czemu z lepszym przybliżeniem można prognozować przejawy badanego procesu w przyszłości, przy założeniu, że warunki go kształtujące nie ulegną zmianie. Należy przypomnieć, że na wykresach podane są względne wartości przemieszczeń, a rzeczywisty ich ruch jest większy. Uwzględnienie ruchu punktu ZN 7-11 powodowałoby korektę tych funkcji z w(t) do f(t) według zasady gdzie C jest prędkością pionowego przemieszczenia punktu ZN 7-11 (średnio około 4,2 mm/rok), a t 0 jest czasem początkowym. Korekta ta dla okresu ponad 40 lat osiąga wartość ok mm. W celu porównania procesu osiadania reperów po zbudowaniu tamy i w obecnej jego fazie, na rysunku 9 zestawiono profile obniżeń linii stropowej, przystropowej i przyspągowej w dwóch dwunastoletnich okresach pomiarowych: i (3) Analizując profile można zauważyć, że: przyrosty obniżeń w okresie końcowym są znacząco mniejsze niż w okresie początkowym; w obu okresach najbardziej obniżają się punkty stropowe w komorze, mniej przystropowe w tamie, a najmniej punkty przyspągowe jest to proces wskazujący na występowanie pionowych deformacji ściskających; w okresie początkowym zaznacza się wyraźne zwiększanie obniżania punktów ze wschodu na zachód, za wyjątkiem skrajnych punktów na zachodzie; w okresie końcowym profile mają nieco inny charakter, punkty przyspągowe i przystropowe w tamie najbardziej obniżają się w części środkowo-zachodniej, mniej na brzegach tamy tworzy się niecka obniżeń, z tym, że w części środkowo-wschodniej punkty przyspągowe obniżają się najmniej co może być spowodowane ich lokalizacją w pobliżu chodnika w obudowie tubingowej, wzmacniającego lokalnie korpus tamy; punkty w stropie komory przy tamie w ostatnich latach zachowują się inaczej niż punkty na tamie, we wschodniej i centralnej części obniżenia są mniej więcej jednakowe, a w zachodniej zdecydowanie większe; Rys. 9. Profile obniżeń reperów w okresach i (opracowanie własne) Fig. 9. Benchmark subsidence profiles in and (own study)

78 76 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 różnice w obniżeniach punktów przystropowych i przyspągowych w tamie wskazują na pionowe ściskanie tamy, większe w końcowym okresie; pionowe ściskania w początkowym okresie są prawie równomierne w całej tamie, a w końcowym okresie zdecydowanie większe w części wschodniej; różnice w obniżeniach punktów stropowych w komorze i przystropowych w tamie wskazują na bardzo duże deformacje ściskające na kontakcie tamy ze stropem komory, zwłaszcza w części zachodniej, powoduje to trudności z długotrwałym utrzymaniem linii pomiarowej. W profilach obniżeń charakterystyczne są większe obniżenia w zachodniej części tamy. Może to mieć związek z rozległymi rozługowaniami i połączeniem wyrobisk w czasie, gdy zespół komór Layer stanowił zbiornik dosalający solanek. W takim przypadku maksymalny ruch stropu połączonych komór miałby miejsce na zachód od tamy, powodując większy nacisk na zachodnią część tamy. W ostatnich latach, ruch punktów pomiarowych wyhamował i obecnie nie przekracza -3 mm/rok, jedynie strop komory przy tamie przemieszcza się z dużą prędkością, dochodzącą do -10 mm/rok. Na rysunku 10 przedstawiono średnie prędkości przemieszczenia poszczególnych punktów w okresie Powyższe dane stanowiły podstawę do określenia deformacji pionowych tamy podporowej w komorze Layer Deformacje pionowe i poziome tamy Na podstawie danych z okresu obliczono różnice prędkości przemieszczeń punktów w stropie i spągu tamy (rys. 11) oraz średnie prędkości deformacji pionowych (rys. 12). Z obliczeń różnic przemieszczeń wynika, że deformacje pionowe tamy są generalnie ściskaniami. Obserwowane jest lokalne rozciąganie przy wschodnim brzegu tamy o wartości +0,01 mm/rok. Ściskania o mniejszych wartościach rejestrowane są w części zachodniej tamy. Większe ściskania we wschodniej części spowodowane są zatrzymaniem ruchu spągu tamy w rejonie chodnika w obudowie tubingowej. Różnice w przemieszczeniach pomiędzy stropem a spągiem tamy dochodzą do -2,8 mm/rok w części wschodniej, a w części zachodniej wartość ta jest ponad pięciokrotnie mniejsza. Należy jednak zwrócić uwagę na różnice w wysokości tamy, większa jest na wschodzie a mniejsza na zachodzie. Dlatego też obliczono i przedstawiono na rysunku 12 względne wartości deformacji, uwzględniające różnice w odległościach między punktami stropowymi a spągowymi w tamie. Rys. 10. Średnia prędkość przemieszczeń pionowych punktów tamy w okresie , mm/rok (opracowanie własne) Fig. 10. Average rate of vertical displacements of dam points in [mm/year] (own study) Rys. 11. Średnia prędkość przemieszczeń pionowych (przemieszczenia wzajemne punktów) w okresie , mm/rok (opracowanie własne) Fig. 11. Average rate of vertical displacements (mutual displacements of points) in , mm/ year (own study) Rys. 12. Średnie deformacje pionowe na ścianie czołowej tamy w okresie , /rok (opracowanie własne) Fig. 12. Average vertical deformations on the front wall of the dam in [ /year] (own study)

79 Nr 11 PRZEGLĄD GÓRNICZY 77 Rys. 13. Średnia prędkość przemieszczeń poziomych punktów ściany czołowej tamy w okresie , mm/rok (opracowanie własne) Fig. 13. Average rate of horizontal displacements of the dam s front wall points in [mm/ year] (own study) Rys. 14. Średnia prędkość przemieszczenia poziomego (przemieszczenia wzajemne punktów) w okresie , mm/rok (opracowanie własne) Fig. 14. Average rate of horizontal displacement (mutual displacements of points) in [mm/ year] (own study) Generalnie prędkość deformacji pionowych największa jest w środkowo-wschodniej części tamy i dochodzi tam do wartości -1,13 /rok, a ponad czterokrotnie mniejsza jest w środkowo-zachodniej części: -0,25 /rok. Najmniejsze deformacje, rzędu -0,02-0,06 /rok, obserwowane są przy brzegach tamy. W 2002 roku założono linię pomiarową przechodzącą pomiędzy linią przyspągową a przystropową i zaczęto obserwować poziomy ruch tamy, w kierunku prostopadłym do jej czoła (wysunięcie tamy, wybrzuszanie). Na rysunku 13 przedstawiono średnie prędkości przemieszczeń poziomych obserwowanych punktów. Jak należało się spodziewać, największy ruch obserwowany jest na linii środkowej, a mniejszy na liniach przystropowej i przyspągowej. Ponadto: przemieszczenia poziome na brzegach tamy są mniejsze niż w środku (linia środkowa, spągowa, stropowa); wysunięcia wschodniej części tamy są większe niż zachodniej, na co może mieć wpływ większa wysokość tamy na wschodzie i obecność pustki przed tą częścią tamy (uginanie stropu nad pustką); we wschodniej części widoczne są szczeliny poziome związane z wybrzuszaniem tamy, czyli rozciąganiem jej powierzchni. Różnice pomiędzy prędkościami przemieszczeń poziomych w środku tamy a jej spągiem i stropem przedstawiono na rysunku Czujniki przemieszczeń w stropie komory Layer Poza opomiarowaniem tamy podporowej w komorze Layer zainstalowano cztery czujniki, które od 1998 r. określają różnice przemieszczeń punktu na stropie komory względem punktu bazowego zastabilizowanego na końcu otworu o długości 10 m. Jeżeli punkt bazowy jest nieruchomy rejestrują one obniżenia stropu komory. Lokalizację znaków pomiarowych w komorze Layer przedstawiono na rysunku 15. Pomiary wykonywane od 1998 r. pokazują w przybliżeniu stałą prędkość obniżeń stropu, tym większą im bliżej tamy zainstalowany był czujnik (rys. 16). Największą prędkość zarejestrował czujnik dr198 (w odległości ok. 1,7 m od ściany tamy) osiągnęła ona wartość 6,0 mm/rok, mniejszą prędkość wykazał czujnik dr197 (ok. 2,2 m od tamy) 2,9 mm/rok. Najdalej od tamy obserwowany punkt dr203 (ok. 9,5 m) obniżał się do 2011 r. z prędkością 1,15 mm/rok, a w następnych latach rejestrowane przemieszczenia były nieregularne. Rys. 15. Lokalizacja czujników w komorze Layer Fig. 15. Locations of sensors in the Layer Chamber Aproksymacja wyników pomiarów krzywymi potęgowymi typu w(t)=c 1 (Dt) m wskazuje na niewielkie odchylenia od stałej prędkości przemieszczeń. Bezpośrednio przy ścianie tamy prędkość ta jest prawie stała (m=0,99), natomiast prędkość obniżeń przy czujniku dr197 w latach zmniejszała się ( m=0,82). 6. Podsumowanie i wnioski Po zakończeniu eksploatacji złoża Wieliczka, głównym zadaniem Kopalni jest ochrona zabytkowej kopalni i publiczne udostępnienie jej walorów. Ważnym elementem ochrony

80 78 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 Rys. 16. Przemieszczenia stropu w komorze Layer [10] Fig. 16. Displacement of the ceiling in the Layer Chamber [10] przed zagrożeniem wodnym kopalni jest bezpieczne ujęcie głównego wycieku kopalnianego W VII 16 w komorze Layer w chodniku tamy podporowej. Funkcjonalność tamy zależy od stopnia jej deformacji i stanu otaczającego ją górotworu. Wszystkie zastabilizowane w komorze Layer repery obniżają się. Zależność przemieszczenia pionowego punktów od czasu aproksymować można pewnym typem funkcji wykładniczej, opisującej zjawiska charakteryzujące się zmniejszaniem prędkości w trakcie zbliżania się do wartości granicznej. Pionowe deformacje tamy są ściskaniami. Większe obecnie deformacje we wschodniej części tamy mogą być związane z zatrzymaniem ruchu punktów spągowych przy chodniku w obudowie tubingowej. Na rzeczywisty ruch tamy i górotworu w jej rejonie składają się obserwowane w komorze Layer przemieszczenia pionowe (55% 75% ruchu) oraz obniżenia reperu ZN 7-11, do którego dowiązywane były niwelacje (45% 25% ruchu). Tama i otaczający ją górotwór ulega wpływom niżej położonych pustek. Zaznacza się to w obniżeniach reperów w chodnikach między komorą Layer a szybem Kościuszko i stałej tendencji obniżeń punktu ZN Deformacje i przemieszczenia pionowe są prawdopodobnie skutkiem podwyższonej odkształcalności i podatności zawilgoconych utworów, rumoszu i skał odpadowych pozostałych po zbiorniku dosalającym obecnie pod spągiem tamy, ale również podwyższonych w tym rejonie obciążeń oddziaływujących na strop tamy, wynikających ze sposobu eksploatacji na wyższym poziomie. Zagęszczanie ośrodka pod tamą lub jego wypychanie poza strefę spągu tamy są zjawiskami o tendencji zanikowej, a odzwierciedleniem tego trendu są wyniki pomiaru przemieszczeń w komorze Layer. Przyczyną deformacji poziomych w kierunku normalnym do czoła tamy może być podwyższona odkształcalność betonu, jak również odspojenie i spękanie czołowej warstwy tamy. Przeprowadzona analiza wykazała, że pionowa deformacja tamy obserwowana na jej ścianie, ale występująca także w jej wnętrzu będzie postępować z tendencją zanikową. Przejawem tego procesu będzie też zwiększanie odkształceń poziomych, szczególnie w środku wysokości tamy. Deformacje tamy mogą przejawiać się następnymi spękaniami. Z tego względu integralność tamy warto byłoby stwierdzić poprzez badania georadarem. Przeprowadzone badania wykazały, że poprzez analizę wyników pomiarów geodezyjnych rozpoznać można ruch otoczenia tamy wodnej i jej deformacje, określające stan tamy podporowej, a także wstępnie ocenić tendencje zmian tego stanu. Warunkiem poprawności takich pomiarów w warunkach kopalń soli jest określenie powiązania ruchów lokalnych z zaciskaniem w skali górotworu objętego wpływami eksploatacji. Autorzy składają podziękowania za cenne uwagi Panu dr. hab. inż. Grzegorzowi Kortasowi. Literatura 1. Brudnik K., Czop M., Motyka J., d Obyrn K., Rogoż M., Witczak S.: The complex hydrogeology of the uniquewieliczka salt mine. Przegląd Geologiczny 2010, vol. 58, nr 9/1. 2. d Obyrn K., Brudnik K.: Wyniki monitoringu hydrogeologicznego w kopalni soli Wieliczka po zamknięciu dopływu wody w poprzeczni Mina na poz. IV. Przegląd Górniczy 2011, Nr Garlicki, A., Pulina, M., Różkowski, J.: Wpływ zjawisk krasowych na zagrożenie wodne kopalni soli Wieliczka. Przegląd Geologiczny 1996, vol. 44, nr Gonet A. i in.: Aktualizacja Kompleksowej koncepcji zabezpieczenia zabytkowej Kopalni Soli Wieliczka przed zagrożeniem wodnym w zakresie likwidacji wycieków W VII-16, W VI-32 i W VI-6. Kraków, Fundacja Wiertnictwo-Nafta-Gaz, Nauka i Tradycje, 2006 (praca niepublikowana). 5 Kortas G.: Ocena stanu zagrożenia powierzchni w związku z wyciekiem z poprzeczni Mina w Wieliczce, Materiały z I Spotkania Polskiego Stowarzyszenia Górnictwa Solnego, Zakopane, XI 1992, Wyd. PSGS. 6. Kortas G.: Przemieszczenia powierzchni nad historyczną kopalnią w Wieliczce. Przegląd Górniczy 2007, Nr 3.

81 Nr 11 PRZEGLĄD GÓRNICZY 79 7 Kortas G.: Szyb z obudową w górotworze solnym wstępne badania modelowe. Górnictwo i Geoinżynieria 2010, R. 34, z Kortas G.: Zagrożenie wodne w polskich podziemnych kopalniach soli. Przegląd Górniczy 2013, Nr Kortas G.: Podstawowe problemy ochrony powierzchni i górotworu w górnictwie solnym. Przegląd Górniczy 2014, Nr Kortas G., Maj A.: Analiza wyników pomiarów geodezyjnych oraz badań geologicznych i hydrogeologicznych dla oceny stanu tamy podporowej w komorze Layer w kopalni Wieliczka. Kraków, GeoConsulting, 2014 (praca niepublikowana). 11. Maj A., Kotas G., Ulmanniec P.: Ground uplift after closure of water leaksin the Mina drift of the Wieliczka salt mine. Geology, Geophysics & Environment 2012, Vol. 38, No Szewczyk J. i in.: Wykonanie analizy wraz z interpretacją wyników pomiarów konwergencji pionowej i poziomej oraz propagacji szczelin w wyrobiskach. Kraków, AGH, 2011 (praca niepublikowana). 13. Szybist, A.: Aktualizacja obrazu budowy geologicznej i warunków hydrogeologicznych złoża Wieliczka dla potrzeb projektowania otworów piezometrycznych na północnym przedpolu Kopalni. Archiwum Kopalni Soli Wieliczka, Wójcik J. i in.: Opracowanie interpretacji katastrof wodnych i doświadczeń hydrotechnicznych, wyników drenażu i przejawów ruchu górotworu i jego skutków w postaci szkód górniczych, a w szczególności doświadczeń z przebiegu historycznych katastrof oraz zwalczania zagrożenia wodnego w komorze Kloski, pop. Mina, komorze Fornalska, Z-32 i podłużni Kosocice dla określenia parametrów i warunków modelowania dynamicznych przepływów i ich skutków. Rozdz. IV.7. Komora Fornalska 2. Poziom VII. Kraków, GeoConsulting, 1995 (praca niepublikowana). 15. Zuber A., Ciężkowski W.: Ocena dotychczasowych badań znacznikowych przeprowadzonych w Kopalni Soli Wieliczka i w jej rejonie. W: Zadanie C, PBZ Kraków, Masz. Arch. Kat. Geologii Złożowej i Górniczej Wydz. GGiOŚ AGH, 1995 (praca niepublikowana). Zwiększajmy prenumeratę najstarszego czołowego miesięcznika Stowarzyszenia Inżynierów i Techników Górnictwa! Liczba zamawianych egzemplarzy określa zaangażowanie jednostki gospodarczej w procesie podnoszenia kwalifikacji swoich kadr!

82 80 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 Dr inż. Przemysław Skotniczny* ) UKD : 67/68.05:622.4 Analiza turbulentnej strugi powietrza w pobliżu ociosów wyrobiska górniczego w aspekcie poprawności rozmieszczenia anemometrów stacjonarnych w przekroju pomiarowym Analysis of turbulent air stream near the mine excavation walls in terms of the accuracy of the deployment of stationary anemometers in a cross-section Treść: W artykule omówiono wyniki pomiarów termoanemometrycznych wykonanych w pobliżu ociosów wyrobiska górniczego. Na podstawie uzyskanych rozkładów prędkości oraz intensywności turbulencji strugi powietrza określono optymalny z pomiarowego punktu widzenia obszar rozmieszczenia anemometrów stacjonarnych, wchodzących w skład systemu telemetrycznego kopalni. Uzyskane na drodze pomiarów przebiegi czasowe poszczególnych składowych wektora prędkości strugi powietrza przemieszczającego się wyrobiskiem górniczym mogą być przydatne w procesie numerycznej analizy przepływu powietrza w wyrobisku górniczym. Abstract: This paper presents the results of thermoanemometric measurements of the velocity components distributions near the mining excavation s walls. On the basis of the measurements, the optimal area for placing the stationary anemometers within excavation s cross section, (from the measuring point of view) was determined. Moreover, the presented data could be also very useful for calibration of the numerical simulation of the air stream flow in mining excavations. Słowa kluczowe: fluktuacje składowych prędkości, warstwa przyścienna w wyrobisku górniczym, pomiary termoanemometryczne Key words: velocity components fluctuations, boundary layer in mine excavation, thermoanemometric measurements 1. Wprowadzenie Znajomość rozkładu wektora prędkości strugi powietrza w pobliżu ociosów wyrobiska górniczego ma istotne znaczenie w aspekcie poprawnego wyznaczania prędkości średniej w wyrobisku. Jak wiadomo, wartość prędkości średniej jest niezbędna (wraz z poprawnie określoną wartością pola przekroju poprzecznego wyrobiska) do wyznaczenia strumienia objętościowego przepływającego powietrza oraz precyzyjnego określenia stężeń mieszaniny powietrzno-metanowej w wyrobisku górniczym [2,3]. Znajomość rozkładu wektora prędkości przepływającej strugi powietrza oraz wartości wielkości turbulentnych w poszczególnych punktach przekroju poprzecznego wyrobiska jest również niezwykle istotna w aspekcie wskazania optymalnego miejsca zabudowy anemometru stacjonarnego wchodzącego w skład kopalnianej sieci telemetrycznej [5]. Dodatkowo, informacje uzyskane z analizy rozkładów prędkości w pobliżu ociosów wyrobiska stanowią dobrą podstawę do zaprojektowania oraz wykonania poprawnej symulacji numerycznej procesu transportu strugi powietrza w wyrobisku kopalnianym [2,3]. Do uzyskania tych informacji konieczne jest stosowanie odpowiedniego sprzętu pomiarowego. Przyrządy do pomiaru prędkości (anemometry skrzydełkowe) powszechnie używane * ) Instytut Mechaniki Górotworu PAN w Krakowie i znajdujące się na wyposażeniu służb kopalnianych nie mają możliwości pomiaru składowych wektora prędkości oraz ich zmiany w czasie. Stąd też zaistniała konieczność użycia systemów opartych na termoanemometrycznej metodzie wyznaczania składowych wektora prędkości. 2. Miejsce i cel pomiarów Omawiane w artykule pomiary miały miejsce na TW Sobieski, na poziomie 300, w przekopie Grodzisko, (kota przekrój 1) oraz na poziomie 300 w przecince łączącej przekop Grodzisko z wyrobiskiem prowadzącym do szybu Karolina (kota 24 - przekrój 2). Rozmieszczenie stanowisk pomiarowych zamieszczono na mapie poniżej (rysunek 1). W obydwu przypadkach były mierzone rozkłady wektora prędkości w pobliżu ociosów wyrobisk w wybranych przekrojach pomiarowych. Średnie, zmierzone przy użyciu anemometru skrzydełkowego mas4 wartości prędkości w przekroju stanowiska 1 wynosiły od 0,3 do 0,5 m/s, z kolei wartości prędkości w przekroju stanowiska 2 wahały się w granicy 3 m/s. Przeprowadzone pomiary były kontynuacją przeprowadzonych biadań [4] mających na celu określenie postaci funkcji przyściennej dla przepływu powietrza w wyrobisku górniczym. Pomiary przeprowadzono przy użyciu sprawdzo-

83 Nr 11 PRZEGLĄD GÓRNICZY 81 nego w warunkach górniczych wielokanałowego systemu termoanemometrycznego [6,1], umożliwiającego określenie fluktuacji składowych wektora prędkości w kierunkach X, Y, Z oraz odpowiadających im wartości intensywności turbulencji poprzecznych T z,y (w kierunku osi Z i Y) oraz podłużnej T x (zgodnie z kierunkiem osi X), zdefiniowanych zgodnie z (1) wyznaczenie składowych przestrzennych wektora prędkości przepływu powietrza w czterech punktach jednocześnie. Ogólny widok modułu przedstawia rysunek 2. (1) gdzie: i=x,y,z, u j chwilowa wartość prędkości, U i wartość średnia prędkości w i-tym kierunku U nor prędkość normalizacji, w omawianym przypadku równa prędkości średniej U w punkcie pomiaru. Uzyskane z pomiarów dane stanowiły podstawę do: Określenia optymalnego miejsca rozmieszczenia anemometru stacjonarnego w przekroju poprzecznym wyrobiska, profil wartości intensywności turbulencji określa strefę, w której ze względu na właściwości metrologiczne przyrządów nie powinno się prowadzić pomiarów. Adjustacji rozwiązań numerycznych przeprowadzanych dla przepływu powietrza w wyrobisku górniczym w obudowie typu ŁP. 3. Aparatura pomiarowa Do realizacji badań opisanych w artykule konieczne było stworzenie specjalistycznej aparatury pomiarowej opartej na koncepcji termoanemometru stałotemperaturowego. Aparatura taka pozwala na wielopunktowe pomiary chwilowych wartości prędkości. Użycie trójwłókowych sond pomiarowych daje dodatkowo możliwość wyznaczania poszczególnych składowych wektora prędkości w wybranych punktach badanego obszaru. Na podstawie takich danych możliwe jest analizowanie złożonych parametrów przepływu takich jak intensywność turbulencji. Zaprojektowany i wykonany w IMG-PAN system pomiarowy umożliwia symultaniczne pomiary czterema czujnikami trójwłókowymi. W wyniku tych pomiarów możliwe jest Rys. 2. Moduł termoanemometryczny 4 x 3D Fig. 2. Thermoanemometric module 4x3D Przyrząd ten powstał na bazie modułu stałotemperaturowo stałoprądowego ATU 08 przeznaczonego do prowadzenia precyzyjnych pomiarów prędkości i temperatury w przepływach powietrza. Przyrządy te są indywidualnie konfigurowane w zależności od rodzaju zadań badawczych, dla których są dedykowane. Konfiguracja zestawu dotyczy liczby kanałów i torów pomiarowych, ich parametrów, realizowanych funkcji oraz liczby i typu czujników pomiarowych. Termoanemometr stałotemperaturowy (CTA) pracuje w układzie mostkowym. Stanowi on układ regulacji automatycznej zasilający czujnik takim prądem, aby w stanie nagrzania jego temperatura pozostawała na stałym, zadanym poziomie. Dzięki temu prąd czujnika jest funkcją prędkości przepływu. Poziom nagrzania Rys. 1. Fragment mapy poziomu 300 z zaznaczonymi miejscami pomiarów Fig. 1. Fragment of the map of level 300 with the marked locations of measurement

84 82 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 czujnika jest stały, indywidualnie dobrany dla każdego toru pomiarowego. Opracowany przyrząd przystosowany jest do zasilania akumulatorowego. Ma wewnętrzny akumulator 12V, 7 Ah, który w pełni naładowany wystarcza na ok. 10 h pracy przyrządu. Widok panelu obsługi modułu termoanemometrycznego przedstawia rysunek 3. Rys. 4. Rozdzielacz czujników Fig. 4. Probe s divider Rys. 3. Panel obsługi modułu termoanemometrycznego 4 x 3D Fig. 3. Control panel of the thermoanemometric module 4x3D Od lewej widoczne są: złącze Fischer Connectors 24 do podłączenia rozdzielacza czujników pomiarowych, dwanaście diod sygnalizacji pracy włókien 1 do 12 czujników 1 do 4. Kolor czerwony oznacza brak włókna czujnika, kolor zielony poprawną pracę, złącze USB przetwornika analogowo-cyfrowego do podłączenia komputera, gniazdo bezpiecznika 3 A włączonego w obwód akumulatora, wyłącznik zasilania przyrządu, gniazdo zasilacza zewnętrznego do ładowania akumulatora i pracy z zasilaniem sieciowym. Czujniki podłączane są do przyrządu poprzez rozdzielacz z kablem o długości 5 m. Widok rozdzielacza przedstawia rysunek 4. Rozdzielacz podłącza się do modułu termoanemometrycznego poprzez złącze Fischer Connectors 24, natomiast czujniki podłącza się do gniazd 1 do 4 rozdzielacza kablami Fischer Connectors 6 o długości 2 m. Kable oznaczone są numerami 1 do 4. Widok czujnika pomiarowego 3D przedstawia rysunek 5. Z lewej strony widoczny jest kabel podłączeniowy, z prawej elementy pomiarowe pod osłoną. Osłona zabezpiecza włókna czujnika przed uszkodzeniem i posiada dwa położenia blokowane sprężyną: zabezpieczenie oraz praca. Osłonę należy przesuwać pomiędzy tymi położeniami, natomiast nie należy jej zdejmować, gdyż grozi to uszkodzeniem włókien. Omawiane w artykule dane zostały pozyskane z pomiarów pojedynczym czujnikiem termoanemometrycznym, trójwłóknowym. Użycie pojedynczej sondy ułatwiało uzyskanie większej rozdzielczości przestrzennej pomiarów bez konieczności żmudnego przeliczania koordynatów przestrzennych w przypadku użycia pełnego zestawu czujników. 4. Wymiary wyrobisk i siatka pomiarowa Omawiane przekroje pomiarowe były zlokalizowane w wyrobiskach prowadzonych w obudowie typu ŁP. W wyrobisku z przekrojem pomiarowym nr 1 (rys. 1) odległość pomiędzy kolejnymi łukami obudowy wynosiła około 800 mm, natomiast w wyrobisku z przekrojem pomiarowym 2 odległość między łukami wynosiła około 500 mm. Wymiary poszczególnych wyrobisk w miejscach przekrojów pomiarowych schematycznie zaprezentowano na rysunkach 6 i 7. Pomiar w przekroju 1 odbył się tylko dla jednej linii sondowania zorientowanej pod kątem 0 0 w stosunku do spągu, natomiast w przekroju 2 w dwóch, zorientowanych pod kątem 0 0 (położenie 1) i 45 0 (położenie 2) w stosunku do spągu. Czujnik termoanemometryczny został umieszczony w jednym punkcie, na skraju poprzeczki pomiarowej. Odległość pomiędzy kolejnymi punktami pomiarowymi wynosiła 50 mm i była realizowana poprzez przemieszczenie poprzeczki pomiarowej w uchwycie mocującym o żądaną odległość. Odległość pierwszego punktu pomiarowego, leżącego w pobliżu łuku obudowy w obydwóch przekrojach pomiarowych wynosiła L 0 =3 mm. Podczas wykonanych pomiarów zarejestrowano w sumie 200 obserwacji zapisanych w plikach z danymi pomiarowymi. Każdy z plików składał się z 3 kolumn z zapisanymi chwilowymi wartościami składowych prędkości strugi powietrza. W kolejnym kroku należało przeprowadzić obliczenia umoż- Rys. 5. Czujni pomiarowy 3D Fig. 5. 3D hot-wire probe

85 Nr 11 PRZEGLĄD GÓRNICZY 83 Rys. 6. Przekrój pomiarowy 1 Fig. 6. Measuring section N o 1 Rys. 7. Przekrój pomiarowy 2 Fig. 7. Measuring section N o 2 liwiające określenie parametrów strugi powietrza w omawianym wyrobisku. 5. Wyniki pomiarów Uzyskane dane eksperymentalne zostały poddane obróbce przy użyciu dedykowanego programu R4. Program umożliwiał oprócz wyznaczenia podstawowych wielkości opisujących rozkład prędkości i intensywności turbulencji strugi powietrza w strefie przyociosowej na wyznaczenie wartości zaawansowanych wielkości turbulentnych, takich jak energia kinetyczna turbulencji oraz jej dyssypacja. W artykule skoncentrowano się głównie na wartościach prędkości oraz intensywności turbulencji. Główny formularz programu został zademonstrowany na rysunku 8. Wszystkie obliczenia dotyczące parametrów kinematycznych strugi przepływającej w wyrobisku zostały wykonane automatycznie po wczytaniu plików do programu. Rys. 8. Formularz programu R4 Fig. 8. Main form of the R4 program

86 84 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 W dalszej części przedstawiono wyniki obliczeń dla dwóch przekrojów pomiarowych: Przekrój 1 oraz Przekrój Wyniki Przekrój 1 Profile prędkości dla trzech serii pomiarowych A, B i C wykonanych w przekroju 1 dla punktów pomiarowych leżących na linii sondowania umieszczonej pod kątem 0 stopni w stosunku do spągu wyrobiska zostały zaprezentowane na rysunku 9a. Z kolei rozkład wartości intensywności turbulencji dla punktów leżących na tej linii został zaprezentowany na rysunku 9b. Rys. 9. Zestawienie rozkładów prędkości a) oraz intensywności turbulencji b) dla przekroju 1 Fig. 9. Velocity distribution: a) and turbulent intensity distribution b) for section N o 1 Rys. 10. Fluktuacje wartości prędkości średniej w osi wyrobiska dla przekroju 1 Fig. 10. Mean velocity fluctuation measured in the axis of excavation for section 1

87 Nr 11 PRZEGLĄD GÓRNICZY 85 W celu ciągłego monitorowania zmian prędkości średniej w osi wyrobiska, podczas wykonywania pomiarów termoanemometrycznych użyto anemometru skrzydełkowego typu µas4. Przyrząd ten umożliwiał rejestrację punktowych zmian prędkości przepływu strugi powietrza z częstotliwością f = 1 Hz. Przykładowy fragment przebiegu zmienności prędkości w przekroju 1 został zaprezentowany na rysunku 10. Wahania prędkości w osi wyrobiska były zmienne w czasie, a ich amplituda wynosiła około 0.25 m/s, przy zarejestrowanej prędkości maksymalnej U max = 0.55 m/s. Zmiana wartości prędkości odbywała się w sposób przypadkowy. Obserwowane duże nierównomierności w przebiegu prędkości w obrębie strefy przyociosowej obserwowane na rysunku 9a wynikały najprawdopodobniej z dużej zmienności przepływu powietrza w przekroju omawianego wyrobiska. Najprawdopodobniej było to spowodowane częstym oraz losowym otwieraniem i zamykaniem tam wentylacyjnych w górnym biegu przekopu Grodzisko. Oprócz wyraźnej niestacjonarności przepływu kolejnym czynnikiem utrudniającym uzyskanie miarodajnych wyników była niska prędkość średnia w omawianym wyrobisku. Termoanemometry wchodzące w skład systemu pomiarowego były wzorcowane w zakresie 0.5 do 15 m/s. Istniało ryzyko, że wartości prędkości oscylujące w zakresie m/s mogły być wyznaczane z dużą niepewnością. Z tego powodu zdecydowano się zmienić przekrój pomiarowy na taki, dla którego średnie wartości prędkości były wyższe. Przekrój pomiarowy o żądanych parametrach występował w przecince łączącej przekop Grodzisko z wyrobiskiem prowadzącym do szybu Karolina Wyniki Przekrój 2 Zaprezentowane poniżej wyniki uzyskane z pomiarów w przekroju 2 są zdecydowanie bardziej spójne i powtarzalne niż te uzyskane z pomiarów w przekroju 1. Zarówno rozkłady wartości prędkości, jak i intensywności turbulencji z sześciu serii pomiarowych A-F, (rysunek 11a oraz b) wykazują podobny do siebie charakter przepływu. Niewielkie różnice w przebiegach wartości prędkości oraz intensywności turbulencji wynikają z fluktuacyjnego charakteru przepływu strugi powietrza w wyrobisku (rysunek 12), która ma wpływ na wartości prędkości chwilowej w poszczególnych punktach. Rys. 11. Zestawienie rozkładów prędkości a) oraz intensywności turbulencji b) dla przekroju 2 Fig. 11. Velocity distribution: a) and turbulent intensity distribution b) for section N o 2

88 86 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 Podobnie jak w przypadku wykonywania pomiarów w przekroju 1, zmiana prędkości w punkcie była rejestrowana przy użyciu anemometru µas4. W omawianym przekroju anemometr znajdował się w odległości około 0.4 m od ociosu. Rejestracja przebiegu zmienności wartości prędkości w punkcie została zaprezentowana na wykresie (rysunek 7). Pomimo obserwowanych zmian w prędkościach w poszczególnych chwilach czasowych, przepływ charakteryzował się większą stacjonarnością niż ten występujący w przekroju pomiarowym 1. W związku z tym, można było przeprowadzić wiele pomiarów profilów prędkości i intensywności turbulencji w odległości od 0.05 do 1.25 m od ociosu. Łączna liczba wykonanych pomiarów profilów prędkości w strefie przyociosowej dla przekroju 2 umożliwiała konstrukcję uśrednionego profilu prędkości. W celu przybliżenia zjawiska wykonano prostą średnią arytmetyczną wartości zmierzonych prędkości w poszczególnych punktach pomiarowych leżących na linii sondowania dla pomiarów A-F. W wyniku tej czynności otrzymano średni profil prędkości zaznaczony na rysunku 13 krzyżykami. Następnie, na podstawie znajomości przebiegu uśrednionej prędkości wykonano aproksymację profilu prędkości (linia ciągła), dla przedziału ufności 95%. Postać funkcji aproksymującej określonej z prawdopodobieństwem p > 95% dla przedziału odległości od ociosu wyrobiska X = 0.15 do 0.4 przedstawia się następująco: Y = 0.73 ln(x) Należy jednak zwrócić uwagę, że powyższa funkcja nie opisuje wprost profilu prędkości w omawianej strefie. Do pełnego wyznaczenia funkcji opisującej profil w strefie przyociosowej potrzebna jest znajomość wielkości związanych z opisem rozkładu wektora prędkości w układzie odniesienia U+, ln(x+);(gdzie U+ oznacza bezwymiarową prędkość, a X+ bezwymiarową odległość od ociosu), z których najbardziej problematyczną jest wartość naprężeń stycznych na ociosie wyrobiska. 6. Podsumowanie Rys. 12. Fluktuacje prędkości średniej w odległości 0.4 m od ociosu wyrobiska dla przekroju 2 Fig. 12. Mean velocity fluctuation measured 0.4 m from the wall of excavation for section 2 Serie pomiarowe A-D zostały zarejestrowane dla linii sondowania umieszczonej pod kątem 0 0 w stosunku do spągu, natomiast serie E-F dla linii umieszczonej pod kątem 45 0 w stosunku do spągu. Analizując rozkłady zmienności prędkości oraz intensywności turbulencji, można zauważyć, że profile prędkości, zarówno dla linii sondowania 0, jak i 45 stopni są do siebie bardzo zbliżone. Może to sugerować występowanie jednolitego oraz rozwiniętego przepływu powietrza w omawianym wyrobisku Spostrzeżenie to jest o tyle istotne, że sugeruje pewną dowolność w rozmieszczaniu stacjonarnych anemometrów w przekroju poprzecznym wyrobiska w omawianym przypadku (przy ociosie lub pod stropem). Na podstawie uzyskanych rozkładów prędkości oraz intensywności turbulencji strugi powietrza w obszarach przyociosowych uzyskanych z pomiarów w przekroju 1 oraz w szczególności przekroju 2 (rysunki 11 oraz 12) można uznać, że optymalna odległość zainstalowania stacjonarnego anemometru, wchodzącego w skład kopalnianej sieci telemetrycznej, powinna być nie mniejsza niż 50 cm od ociosów i stropu wyrobiska. Należy równocześnie pamiętać o tym, że uzyskana z pomiarów odległość minimalna jest słuszna dla geometrii omawianego wyrobiska. W przypadku innych przekrojów pomiarowych, każdorazowo podczas montażu anemometru stacjonarnego powinno się eksperymentalnie określać zasięg stref niższej wartości prędkości oraz podwyższonej wartości intensywności turbulencji. Ponieważ termoanemometryczne pomiary rozkładów składowych wektora prędkości oraz intensywności turbulencji prowadzone w warunkach ruchowych są bardzo kłopotliwe, należy opracować metodę umożliwiającą określenie optymalnej strefy rozmieszczenia przyrządu stacjonarnego na podstawie dokładnych pomiarów rozkładu prędkości średniej w obszarze przyociosowym. Pomiary te, pod pewnymi warunkami mogą być przeprowadzane anemometrami ręcznymi będącymi w posiadaniu kopalnianych służb wentylacyjnych. Dodatkowo należy zauważyć, że pomiar małych prędkości (poniżej 0.15 m/s) klasycznymi przyrządami pomiarowymi stosowanymi w pomiarach górniczych należy uznać za bezwartościowy z uwagi na wysoką niepewność wyników uzyskanych dostępnymi przyrządami pomiarowymi. Rys. 13. Uśredniony profil prędkości w strefie przyociosowej (krzyżyki) wraz z funkcją aproksymującą (linia) Fig. 13. Averaged velocity profile in the vicinity of excavation s wall (cross) with approximating function (line) Podziękowania Autor pragnie podziękować zespołowi prof. dr. hab. inż. Pawła Ligęzy z Pracowni Metrologii Przepływu Instytutu Mechaniki Górotworu PAN za konstrukcję oraz adaptację wielokanałowego systemu termoanemometrycznego na potrzeby pomiarów kopalnianych. Artykuł opracowano w ramach zadania badawczego nr 9 pt. Wyznaczanie współczynnika korekcji pomiędzy automatycznym pomiarem prędkości powietrza a uśrednioną wartością prędkości mierzoną anemometrem ręcznym,

89 Nr 11 PRZEGLĄD GÓRNICZY 87 projektu strategicznego pt. Poprawa bezpieczeństwa pracy w kopalniach, finansowanego przez NCBiR Literatura 1. Jamróz P., Ligęza P., Socha K.: Dynamic properties of hot-wire anemometric measurement circuits in the aspect of measurements in mine condition, Archives Of Mining Sciences, vol. 57, Issue 3, pp , Krawczyk J., Janus J.: Modeling of the Propagation of Methane from the Longwall Goaf, Performed by Means of a Two-Dimensional Description, Archives of Mining Sciences vol. 59, issue 4 (2014), pp DOI: /amsc Krawczyk J., Janus J.: The Numerical Simulation of a Sudden Inflow of Methane into the end Segment of a Longwall with Y-Type Ventilation System, Archives of Mining Sciences vol. 59 issue 4 (2014), pp DOI: /amsc Krawczyk J.; Ligeza P.; Poleszczyk E., Skotniczny P.: Advanced hot- -wire anemometric measurement systems in investigation of the air flow velocity fields in mine headings, Archives of Mining Sciences Volume: 56 Issue: 4 Pages: , Kruczkowski J., Ostrogórski P., Janus J.: Analiza ruchowej metody sprawdzania poprawności metrologicznej anemometrów stacjonarnych. Wybrane problemy eksploatacji pokładów węgla kamiennego ze szczególnym uwzględnieniem zagrożeń aerologicznych. Główny Instytut Górnictwa. Katowice Ligeza P.; Poleszczyk E.; Skotniczny P.: Method and the system of spatial measurement of velocity field of air flow in a mining heading, Archives of Mining Sciences Volume: 54 Issue: 3 Pages: , 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!!!

90 88 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 Metodyka analizy wzorcowych przepływów wykorzystywanych w badaniach własności anemometrycznych przyrządów pomiarowych UKD : 67/68.05: The method of analysis of standard flows used in researches of the anemometric measuring system properties dr inż. Paweł Jamróz* ) dr inż. Katarzyna Socha* ) mgr inż. Maciej Bujalski* ) prof. dr hab. inż. Paweł Ligęza* ) dr inż. Elżbieta Poleszczyk* ) Treść: W artykule przedstawiono metodę i wyniki analizy wzorcowego przepływu do testowania właściwości dynamicznych anemometrycznych przyrządów wentylacyjnych, na przykładzie modułu wymuszeń dynamicznych umieszczonego w tunelu aerodynamicznym. W metodzie analizy przepływu wykorzystano techniki pomiarowe związane z termoanemometrią włóknową oraz cyfrową anemometrią obrazową PIV. Zwrócono uwagę na problem stosowania przepływów jako sygnałów wzorcowych w celu określania charakterystyk statycznych oraz dynamicznych różnego typu anemometrów. Abstract: This paper presents the method and the results of analysis of the standard flows used in researches of anemometric measuring systems properties. The method was presented on the basis of the nonstationary flow generated by the dynamic flow generator, which was a part of the wind tunnel. To describe the main features of the standard flow, several anemometric measurement techniques have been used, such as: hot-wire anemometry and the particle image velocimetry. Finally, the authors mentioned a particular problem related to the utilization of standard flows to determine the static and dynamic characteristics of different kinds of anemometers. Słowa kluczowe: przepływ wzorcowy, anemometryczne systemy pomiarowe, termoanemometria Key words: standarized flow, anemometric measuring system, hot-wire anemometer * ) Instytut Mechaniki Górotworu PAN w Krakowie

91 Nr 11 PRZEGLĄD GÓRNICZY Wprowadzenie Do najpopularniejszych metod pomiaru prędkości przepływu powietrza w systemach wentylacyjnych, takich obiektów jak: wyrobiska kopalniane, tunele, obiekty budowlane, należą: anemometria skrzydełkowa, ultradźwiękowa i termoanemometria [8]. Rozwiązania takie stosowane są na całym świecie, a przyrządy wykorzystujące te techniki pomiaru produkowane są przez uznanych producentów aparatury metrologicznej. Wymienione metody znajdują również zastosowanie w aerologii górniczej, na potrzeby której produkuje się specjalne anemometry w wykonaniach iskrobezpiecznych przystosowane do pracy w ekstremalnych warunkach środowiskowych, związanych z dużym zapyleniem, zmienną wilgotnością i temperaturą. Równocześnie prowadzone są badania poświęcone własnościom metrologicznym takich przyrządów. Prace badawcze wiążą się z analizowaniem właściwości metrologicznych tych urządzeń, badaniami charakterystyk statycznych i dynamicznych, określaniem niepewności pomiarów, badaniem wpływu zmiennych parametrów przepływającego medium na charakterystyki przyrządów oraz nad stabilnością czasową charakterystyk statycznych. Wyniki prowadzonych badań wykorzystywane są do opracowywania nowych konstrukcji przyrządów i procedur pomiarowych pozwalających na minimalizowanie wpływu zewnętrznych czynników zwiększających niepewność, z jaką wykonywane są pomiary prędkości przepływu medium. Podstawowe źródła niepewności w pomiarach prędkości przepływu powietrza w wyrobiskach kopalnianych związane są zwykle z własnościami stosowanej aparatury pomiarowej oraz samą techniką wykonywania pomiarów. Przykładowo, w pomiarach średniej prędkości przepływu z wykorzystaniem metody trawersu ciągłego, pośród rozpatrywanych źródeł niepewności znajdują się między innymi: trajektorie trawersu ciągłego, prędkość wykonywania trawersu oraz fluktuacje mierzonych prędkości [4]. Czynniki te powiązane są ściśle z zagadnieniem dynamiki przyrządu pomiarowego, którego inercja powoduje, że zakończenie pomiaru przed wyrównaniem się warunków otoczenia reprezentowanych przez wielkość mierzoną z odpowiedzią przyrządu pomiarowego wprowadza do pomiaru dodatkowy składnik niepewności nazywany błędem dynamicznym. Zagadnienie wpływu błędu dynamicznego w kopalnianych pomiarach prędkości powietrza poruszane zostało między innymi w [2, 3, 5, 6]. W każdym z tych przypadków kluczowe było pytanie czy dane urządzenie pomiarowe nadąży za zmianami sygnału mierzonego i jaki wpływ na wynik pomiaru będzie miała chociażby znikoma inercja wykorzystywanego czujnika. 2. Stanowisko pomiarowe Z uwagi na duże znaczenie problematyki związanej z dynamiką systemów pomiarowych i jej wpływem na dokładność wykonywanych pomiarów, konieczne jest analizowanie własności dynamicznych każdego nowo opracowywanego przyrządu pomiarowego. Określenie jego własności dynamicznych umożliwia jego świadome używanie w różnych aplikacjach pomiarowych, a także właściwą interpretację wyników, uzyskiwanych za jego pośrednictwem. W przypadku przyrządów pomiarowych do pomiaru prędkości przepływu, badanie własności dynamicznych wiąże się z koniecznością generowania ściśle określonych, periodycznych fluktuacji prędkości. Dla tego typu stanowisk konieczne jest określenie metodyki badań generowanych przepływów testowych. Metodologia taka przedstawiona zostanie na przykładzie tunelu aerodynamicznego [1] wyposażonego w moduł wymuszeń dynamicznych Moduł wymuszeń dynamicznych Generowanie zmiennego w czasie zaburzenia prędkości polega na cyklicznym przysłanianiu wlotu powietrza do komory pomiarowej przez przysłony (rysunek 1) zamontowane na bocznych ścianach tunelu aerodynamicznego. Przysłanianie takie powoduje lokalne spiętrzenie strugi powietrza i chwilowy wzrost wartości prędkości. W wyniku takiej periodycznej pracy układu zaburzającego powstaje przepływ okresowy. Rys. 1. Moduł wymuszeń dynamicznych Fig. 1. Module of dynamic extortion Tak wygenerowana struga powietrza musi zostać przebadana w celu dokładnego określenia jej parametrów w całej objętości. Pozwala to na wyselekcjonowanie efektywnego przekroju pomiarowego, w którym dla kolejnych wybranych chwil czasowych profile prędkości są maksymalnie płaskie. Konieczne jest też określenie okresowości tego sygnału i jego rodzaju, tj. dąży się do tego, aby sygnał prędkości generowany przez stanowisko pomiarowe wykazywał cechy sygnału deterministycznego z jak najmniejszą zawartością losowości Aparatura pomiarowa W przypadku konieczności kompleksowego określenia cech przepływu związanych z jego prędkością, naturalnym staje się wybór termoanemometrycznej aparatury pomiarowej jako narzędzia pomiarowego. Ma to związek z unikalnymi cechami termoanemometrów wykorzystujących cienkie włókna pomiarowe pozwalające wykonywać pomiary sygnałów, w których występują składowe o wysokich częstotliwościach. Termoanemometry takie wykorzystano między innymi jako wzorce odniesienia w badaniach metod wyznaczania własności dynamicznych anemometrycznych czujników termistorowych i napylanych wykorzystywanych do pomiaru niskich prędkości [6]. Z uwagi na sposób realizacji zmiennego wymuszenia dynamicznego na badanym stanowisku, konieczne było dodatkowe określenie kierunku przepływu. Dlatego też w badaniach wykorzystano dodatkowo trójwłóknowe sondy termoanemometryczne wytwarzane w IMG PAN. W celu jakościowego scharakteryzowania pola prędkości za modułem wymuszeń dynamicznych, w rejonie gdzie będą testowane własności dynamiczne wentylacyjnych przyrządów pomiarowych, zastosowano metodę cyfrowej anemometrii obrazowej PIV [7]. Pomiar tą techniką polega na wprowadzeniu do badanego przepływu cząstek posiewowych, które odzwierciedlają ruch płynu. Zastosowano cząsteczki oleju (DEHS), których średnica wynosiła około 1mm. Obszar pomiarowy został oświetlony światłem generowanym przez nóż świetlny podwójnego impulsowego lasera Nd:YAG o energii 220 MJ na impuls. Grubość noża wynosiła około 1 mm. Ruch cząstek w płaszczyźnie lasera w poszczególnych chwilach czasowych

92 90 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 był rejestrowany za pomocą jednej kamery scmos, o rozdzielczości 2560x2100 pikseli. Rejestrowano 250 cyfrowych obrazów w trybie podwójnej klatki z częstotliwością 10 Hz. Metodami korelacji obrazu można wyznaczyć przesunięcie cząstek pomiędzy dwoma klatkami. Znając czas pomiędzy ekspozycjami otrzymuje się pole prędkości analizowanego obszaru. Zastosowana konfiguracja PIV pozwoliła na otrzymanie wektorowych pól prędkości o rozdzielczości ok. 2x2 mm. 3. Analiza własności przepływu generowanego przez moduł wymuszeń dynamicznych 3.1. Sygnał wymuszenia dynamicznego W pierwszym etapie badań skupiono się na analizie sygnału wymuszenia dynamicznego, jego powtarzalności i cechach związanych z okresowością. W tym celu wykonano pomiary z użyciem jednowłóknowej sondy termoanemometrycznej, z włóknem o średnicy 5 µm ustawionej w komorze pomiarowej w osi tunelu aerodynamicznego. W trakcie generowania przepływu zmiennego wykonano pomiary z częstotliwością 10 khz. Przykładowy jeden okres wymuszenia dynamicznego zaprezentowano na rysunku 2. Wyróżnić można w nim charakterystyczne fragmenty sygnału prędkości przepływu. W pierwszym z nich (I), w którym przesłona generatora jest zamykana następuje narastanie prędkości, aż do osiągnięcia maksimum. W strefie tej sygnał charakteryzuje się niskim sturbulizowaniem. W drugim przedziale czasowym (II) następuje otwieranie przesłony, a wartość prędkości zmniejsza się. W sygnale prędkości występują gwałtowne stany dynamiczne świadczące o wysokim stopniu sturbulizowania przepływu. Rys. 2. Jeden okres realizacji procesu wymuszenia dynamicznego Fig. 2. One period of the dynamic extortion process W celu określenia powtarzalności generowanych sygnałów porównano ze sobą ciąg pojedynczych okresów realizowanego wymuszenia dynamicznego. Dziesięć kolejnych realizacji procesu nałożonych na siebie przedstawiono na rysunku 3 wraz z ich analizą częstotliwościową. Rys. 3. Powtarzalność i okresowość sygnału wymuszenia dynamicznego Fig. 3. Repeatability and periodicity of the dynamic exortion signal Wykonane zestawienie pokazuje, że w przedziale czasu od 0 do 0,45 s, w którym następuje zamykanie przesłony modułu wymuszeń dynamicznych, występuje bardzo dobra powtarzalność realizowanego wymuszenia z maksymalną różnicą między dwoma skrajnymi realizacjami na poziomie 0,25 m/s. W przedziale czasu 0,45 do 0,65 s (początkowa faza otwarcia przesłony wymuszeń dynamicznych) zaobserwowany sygnał prędkości charakteryzuje się losowością i brakiem powtarzalności. W kolejnym fragmencie charakterystyki w przedziale czasu 0,65 do 0,85 s, w którym następuje środkowa faza otwierania przysłony, pomimo znacznych fluktuacji powtarzalność sygnału rośnie, a różnice między skrajnymi przebiegami nie przekraczają 2 m/s. W ostatnim etapie otwierania przesłony w przedziale czasu od 0,85 do 0,97 s fluktuacje prędkości przepływu wygasają, a powtarzalność między kolejnymi okresami wzrasta do poziomu zaobserwowanego w przypadku zamykania przesłony modułu wymuszeń dynamicznych. Przeprowadzona analiza częstotliwościowa na wybranym fragmencie sygnału (rysunek 3) oprócz częstotliwości podstawowej 1,03 Hz wykazała istnienie wielu składowych o istotnych amplitudach w zakresie częstotliwości do 15 Hz. Składowe te związane są z dodatkowymi fluktuacjami nałożonymi na częstotliwość główną sygnału i wynikają ze zjawisk przepływowych i sposobu realizacji wymuszenia dynamicznego (drgania generatora) Efektywne pomiarowe pole przekroju W celu określenia efektywnego pola przekroju, w którym mogą być przeprowadzone pomiary, wykonano eksperyment z wykorzystaniem trójwłóknowej sondy termoanemometrycznej. Sonda ta była umieszczana w kolejnych punktach przekroju poprzecznego komory pomiarowej tunelu aerodynamicznego w odległości 0,5 m od modułu wymuszeń dynamicznych, tak jak to zostało przedstawione na rysunku 4. Dodatkowo wykorzystana została druga sonda, umieszczona stacjonarnie w jednym punkcie, której odpowiedź na zmienny sygnał prędkości wykorzystany został do synchronizacji uzyskanych wyników pomiarowych z różnych punktów. W pierwszym etapie badań wykonano rejestrację kilku okresów sygnału wymuszenia dynamicznego w każdym z punktów. Wyniki eksperymentu przedstawiającego przebiegi sygnałów modułu prędkości w każdym z punktów pokazane zostały na rysunku 5. Analiza uzyskanych wyników pomiarowych wykazała istnienie obszaru, w którym realizowane przepływy oznaczają się dużym stopniem podobieństwa. W miarę zbliżania się do granic obszaru pomiarowego, w rejestrowanych sygnałach prędkości następuje poszerzenie przedziałów czasowych, w których sygnał nacechowany jest losowością i brakiem powtarzalności. Na rysunkach 6-8 przedstawiono wybrane trzy reprezentatywne chwile czasowe, dla których przedstawiono wyniki pomiaru modułu i kierunku wektora prędkości. Moduł wektora prędkości przedstawiono w skali barwnej z wyszczególnieniem izotah w całym obszarze pomiarowym, natomiast wektory prędkości zaczepione zostały w punktach pomiarowych, a układ współrzędnych transponowany został do pozycji pokazanej na rysunku 4. Zabieg ten dał możliwość lepszej obserwacji wpływu generatora wymuszeń dynamicznych na kierunek przepływu w komorze pomiarowej. W przedziale czasowym odpowiadającym zamykaniu przesłony generatora wymuszeń dynamicznych obraz modułu wektora prędkości jest jednolity (rysunek 6). Zmiany prędkości w tym przedziale następują w tych samych chwilach czasowych niezależnie od wybranego punktu. W całej przestrzeni pomiarowej zachowany jest kierunek przepływu, równoległy do osi komory pomiarowej tunelu aerodynamicznego. Brak chwilowych

93 Nr 11 PRZEGLĄD GÓRNICZY 91 Rys. 4. Ustawienie sondy trójwłóknowej w stosunku do dominującej składowej przepływu Fig. 4. Placement of the three-fiber probe in relation to the dominant component of the flow Rys. 5. Sygnał modułu prędkości w różnych punktach przekroju pomiarowego Fig. 5. Signal of the velocity module in different benchmarks of gauging section zmian kierunku przepływu świadczy o jego niskim stopniu sturbulizowania. W miarę narastania prędkości, aż do osiągnięcia wartości maksymalnej, obszar pomiarowy dzieli się na strefy, w których prędkość przepływu jest na jednakowym poziomie, tak jak to przedstawiono na rysunku 7. Strefy te układają się wzdłuż osi y przekroju, wyznaczając granice obszaru o równomiernie narastającym, jednolitym profilu prędkości obejmującym przedział 23 do 31 cm wzdłuż osi x i 23 do 31 cm wzdłuż osi y. Wektory prędkości w tym obszarze wykazują nieznaczną i jednokierunkową zmianę. Natomiast w przedziale czasu odpowiadającemu otwieraniu przesłony modułu wymuszeń dynamicznych, obszar pomiarowy zostaje zróżnicowany pod względem prędkości przepływu (rysunek 8). Widoczne są znaczne gradienty prędkości i niemożliwe jest wyznaczenie wycinka użytecznego obszaru pomiarowego, w którym udałoby się uzyskać jednolity profil prędkości. Wektory prędkości w całym obszarze pomiarowym zmieniają kierunek w sposób dowolny, wykazując anizotropowość przepływu. Przedziały czasu, w których generowany sygnał wzorcowy cechuje się znacznym stopniem sturbulizowania powodują,

94 92 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 Rys. 6. Analiza przepływu w obszarze pomiarowym minimalna wartość prędkości Fig. 6. Analysis of flow in the measuring range minimum velocity value Rys. 7. Analiza przepływu w obszarze pomiarowym narastanie prędkości Fig. 7. Analysis of flow in the measuring range acceleration Rys. 8. Analiza przepływu w obszarze pomiarowym zmniejszanie prędkości Fig. 8. Analysis of flow in the measuring range deceleration że zastosowanie go w praktyce jako sygnał testowy stwarzałoby dodatkowe problemy interpretacyjne w prowadzonych badaniach związanych z analizą dynamiki anemometrycznych przyrządów pomiarowych. Konieczna staje się analiza przyczyn powstawania takiej turbulencji Wizualizacja przepływu za modułem wymuszeń dynamicznych z wykorzystaniem metody PIV Wizualizacje chwilowych pól prędkości w obszarze testowania sond, będących przedmiotem badań przedstawiono na rysunkach 9 oraz 10 w postaci chwilowych pól prędkości z naniesionymi polami skalarnymi poszczególnych składowych dwuwymiarowego pola prędkości. Wyniki przedstawiono dla wybranych pozycji przysłony modułu wymuszeń dynamicznych. Gdy przysłony modułu są otwarte, przepływ w analizowanym obszarze jest stabilny. Stopniowe przysłanianie obszaru pomiarowego powoduje powstawanie ruchu wirowego. W sytuacji gdy przysłony powracają do początkowego położenia, pole prędkości jest zaburzone. Eksperyment z wizualizacją pola prędkości w przestrzeni pomiarowej za modułem wymuszeń dynamicznych wskazał na momenty, w których testowana metoda generowania okresowo zmiennego sygnału prędkości nie spełnia nakładanych na nią kryteriów dotyczących jednorodności pola prędkości w określonych strefach pomiaru, w których testowane mają być czujniki przepływu. 4. Wnioski Analiza podstawowych cech przepływów uznawanych za wzorcowe w określaniu charakterystyk statycznych oraz dynamicznych ma kluczowe znaczenie z punktu widzenia wy-

95 Nr 11 PRZEGLĄD GÓRNICZY 93 Rys. 9. Skalarne pole składowej prędkości wzdłuż osi x, dla różnych kątów otwarcia przesłony modułu, a moduł otwarty, b początek zamknięcia klap modułu, c klapy zamknięte - maksymalne przesłonięcie przekroju przepływu, d pole po powrocie klap do początkowego położenia Fig. 9. Scalar field of the velocity component along x axis for different angles of module diaphragm opening (a) open module (b) beginnig of module flap closure (c) closed flaps maximum diaphragm of the flow section (d) field in the initial position of the flaps Rys. 10. Skalarne pole składowej prędkości wzdłuż osi z, dla różnych kątów otwarcia przesłony modułu, a moduł otwarty, b początek zamknięcia klap modułu, c klapy zamknięte - maksymalne przesłonięcie przekroju przepływu, d pole po powrocie klap do początkowego położenia Fig. 10. Scalar field of the velocity component along z axis for different angles of module diaphragm opening (a) open module (b) beginnig of module flap closure (c) closed flaps maximum diaphragm of the flow section (d) field in the initial position

96 94 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 ników badań prowadzonych z ich wykorzystaniem. Obecność w przepływie takich właściwości jak: intensywność turbulencji, czy anizotropia przepływu może wpływać na różnego typu czujniki w sposób odmienny, powodując, że wyniki badań staną się niemiarodajne i niemożliwe do porównywania między różnymi klasami przyrządów pomiarowych, mierzących tę samą wielkość fizyczną. Przedstawiona metodyka badań takich sygnałów pozwala na dokonanie szczegółowego opisu sygnału prędkości przepływu w przekrojach pomiarowych, a wyniki z takiej analizy pozwalają na dokonywanie właściwych interpretacji wyników badań z ich wykorzystaniem. Literatura 1. Bujalski M., Gawor M., Sobczyk J.: Tunel aerodynamiczny o obiegu zamkniętym, ze stabilizacją temperatury i wilgotności powietrza, przystosowany do pomiarów metodami optycznymi, Prace Instytutu Mechaniki Górotworu PAN, 2013, t. 15, nr 1-2, s Jamróz P.: Effect of the Continuous Traverse Trajectory and Dynamic Error of the Vane Anemometer on the Accuracy of Average Velocity Measurements at the Cross-Section of the Mine Heading Model-Based Testing, Archives of Mining Sciences, vol. 59, issue 4, 2014, s Jamróz P., Ligęza P., Socha K.: Dynamic properties of hot-wire anemometric measurement circuits in the aspect of measurements in mine condition, Archives of Mining Sciences, vol. 57, issue 3, 2012, s Krach A.: Uncertainty of measurement of selected quantities in mine ventilation measurements, Archives of Mining Sciences Monograph No. 8, Kraków Kruczkowski J.: Wpływ własności dynamicznych czujnika anemometru skrzydełkowego na dokładność pomiaru prędkości przepływu powietrza w wyrobisku kopalnianym, praca doktorska IMG PAN, Kraków Melikov A., Popiolek Z.: Comparison of different methods for the determination of dynamic characteristics of low velocity anemometers, Measurement Science and Technology, vol. 15, 2004, s Raffel M., Willert Ch., Wereley S., Kompenhans J.: Particle Image Velocimetry: A practical guide, Springer Science, Roszczynialski W., Trutwin W., Wacławik J.: Kopalniane pomiary wentylacyjne, Wydaw. Śląsk, Katowice 1992.

97 Nr 11 PRZEGLĄD GÓRNICZY 95 UKD 67/68.05: : Implementacja metod znaczników termicznych w pomiarach prędkości przepływu gazów w aerologii górniczej Implementation of thermal markers methods in measurements of gas flow velocity in mining aerology Prof. dr hab. inż. Paweł Ligęza* ) Treść: Jednym z ważnych problemów aerologii górniczej jest pomiar bardzo małych prędkości przepływu powietrza i innych gazów. Jedną z metod jest metoda znaczników termicznych, polegająca na wywołaniu w przepływie fluktuacji temperatury i pomiarze prędkości ich propagacji. W artykule poddano analizie problem implementacji metod znaczników termicznych w pomiarach prędkości przepływu gazów w aerologii górniczej. Obszar zastosowań tych metod dotyczy pomiarów wzorcowych, specjalistycznych pomiarów wentylacyjnych, badań laboratoryjnych i modelowych, a także potencjalnego zastosowania metod w przenośnych przyrządach pomiarowych. Metody znaczników termicznych umożliwią bezwzględny pomiar bardzo małych prędkości przepływu powietrza i innych gazów, nie wymagają wzorcowania, są mało wrażliwe na zmiany temperatury, ciśnienia, składu czy wilgotności medium. Abstract: One of the important problems of mining aerology is the measurement of very low flow velocity of air and other gases. One of the applicable methods is the method of thermal markers, which consist in analyzing the temperature fluctuations propagation in flow. In this paper we analyzed the problem of implementation thermal markers methods for measuring in mining aerology. Areas of application of these methods are standard and specialized ventilation measurements, laboratory and model tests, and the potential application in portable measuring instruments. Methods of thermal markers allow for absolute measurement of very low flow velocity range, do not require calibration and are not very sensitive to changes in temperature, pressure or humidity. Słowa kluczowe: aerologia górnicza, pomiar małych prędkości, metody pomiarowe, znaczniki termiczne, pomiary wzorcowe Key words: mining aerology, low velocity measurement, measurement methods, thermal markers, standard measurements 1. Wprowadzenie Pomiary kopalniane stanowią przedmiot aerologii górniczej. Wentylacja i przewietrzanie kopalń różnią się zasadniczo od zagadnień wentylacyjnych dotyczących innych gałęzi przemysłu. Efektywne przewietrzanie wyrobisk podziemnych jest zasadniczym warunkiem pracy ludzi i eksploatacji złóż, a odpowiednia wentylacja stanowi o bezpieczeństwie. Niezbędne zatem są regularne pomiary parametrów chemicznych i fizycznych powietrza w wyrobisku za pomocą specjalistycznej aparatury pomiarowej, odpowiadającej wymogom stawianym przez warunki charakterystyczne dla kopalni. Pomiary prędkości przepływu powietrza stanowią jeden z najważniejszych elementów badania stanu i przebiegu procesu wentylacji kopalń. Dla zapewnienia efektywnego przewietrzania wyrobisk kopalnianych konieczne jest ciągłe pozyskiwanie informacji o wartości parametrów wentylacyjnych w wybranych punktach kopalni. Sprawność i niezawodność systemu pomiarowego sieci wentylacyjnej wpływa na przebieg procesu eksploatacji złoża i bezpieczeństwo pracy w kopalni [11]. * ) Instytut Mechaniki Górotworu PAN w Krakowie Ze względu na specyficzne warunki metrologiczne oraz zróżnicowanie celu dla potrzeb górnictwa opracowano szereg metod pomiaru prędkości przepływu gazu. Wielkość fizyczna jaką jest prędkość dowolnego obiektu definiowana jest jako pochodna wektora położenia obiektu względem czasu. W wielu zagadnieniach prędkość obiektu można wyznaczyć bezpośrednio z definicji, bowiem z dużą dokładnością możliwe jest wyznaczenie, zarówno położenia obiektu, jak i czasu. W mechanice płynów zagadnienie to ma jednak odmienny charakter, ponieważ płyn generalnie traktowany jest jako ośrodek ciągły i istnieje zasadniczy problem z wyróżnieniem elementu płynu, którego prędkość podlega pomiarowi. Z tego względu metody pomiaru prędkości przepływu płynu można podzielić na dwie podstawowe grupy metody pośrednie i metody znacznikowe. W metodach pośrednich wykorzystywane są zjawiska fizyczne, na przebieg których wpływa prędkość przepływu. Na podstawie modelu zjawiska oraz pomiaru parametrów jego przebiegu wyznaczana jest badana prędkość. Zastosowanie znajdują tu zjawiska przekazu pędu, ciśnieniowe, ultradźwiękowe, elektromagnetyczne, wir Karmana, efekt Coriolisa oraz kalorymetria. Natomiast metody znacznikowe polegają na pomiarze prędkości znacznika istniejącego [2] lub wprowadzonego

98 96 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 do ośrodka, przy czym zakłada się, że znacznik propaguje z prędkością zbliżoną do prędkości płynu. Znaczniki stanowią obiekty, których przemieszczanie się wraz z płynem może być obserwowane i może podlegać pomiarowi. Najczęściej stosowane są znaczniki mechaniczne, optyczne, jonizacyjne, chemiczne oraz termiczne. W aerologii górniczej, a także wybranej klasie innych zagadnień naukowych i technicznych mamy do czynienia z problemem pomiaru bardzo małych prędkości przepływu powietrza i innych gazów, w zakresie prędkości do około 1 m/s. Zagadnienie to dotyczy problemu wzorcowania górniczych przyrządów pomiarowych, specjalistycznych pomiarów wentylacyjnych oraz badań laboratoryjnych i modelowych. Również w wielu zagadnieniach technologicznych wymagany jest pomiar przepływów i mikroprzepływów w zakresie bardzo małych prędkości. Ze względu na specyficzne właściwości metrologiczne problem ten stanowi odrębne zagadnienie metrologii przepływów. Wiele klasycznych metod pomiarowych, takich jak metody mechaniczne bazujące na przekazaniu pędu czy metody ciśnieniowe w tym zakresie pomiarowym są nieprzydatne [2]. Często stosowana w tych zagadnieniach metoda termoanemometryczna nie jest metodą bezwzględną, a więc wymaga wzorcowania. Ponadto termoanemometria jest wrażliwa na parametry przepływu, takie jak temperatura, skład gazu, wilgotność czy ciśnienie [12]. Korzystnym rozwiązaniem jest stosowanie tu metod znacznikowych. Przykładowo metody LDA i PIV wykorzystują wprowadzony do przepływu posiew stanowiący znacznik optyczny [1]. Niestety wprowadzenie posiewu w wielu zastosowaniach jest problemem trudnym technicznie, a ponadto są to metody stosunkowo złożone i nie jest możliwa realizacja tanich, przenośnych przyrządów pomiarowych. Metoda znaczników termicznych, polegająca na wywołaniu w przepływie fluktuacji temperatury i pomiarze prędkości ich propagacji jest w zakresie małych prędkości przepływu dobrym i często stosowanym rozwiązaniem. Pierwsze rozwiązania w zakresie tej metody wykorzystywały dwa elementy: nadajnik i detektor zaburzenia temperaturowego, przy czym mierzono czas przelotu znacznika pomiędzy tymi elementami. Nadajnik i detektor to rezystancyjne przetworniki temperatury zrealizowane w postaci cienkiego drutu, folii lub elementu dyskretnego, przykładowo termistora. Nadajnik ogrzewany jest impulsowo lub periodycznie za pomocą prądu i generuje zaburzenie termiczne w przepływie. Detektor pracuje w układzie termometru rezystancyjnego i jest odbiornikiem zaburzenia termicznego. Najprostsze rozwiązanie złożone z nadajnika i detektora nie pozwala na precyzyjny pomiar prędkości ze względu na inercję cieplną tych elementów i związany z tym błąd pomiaru czasu przelotu zaburzenia. Jednym z najnowszych rozwiązań w tej dziedzinie jest metoda zaproponowana w pracach [9,10]. Wykorzystuje ona pojedynczy nadajnik periodycznej fali temperaturowej oraz dwa detektory temperatury umieszczone w bazowej odległości od siebie. Pozwala to na eliminację inercji nadajnika zaburzenia, a przy założeniu identyczności obu torów detekcji ograniczony jest wpływ inercji cieplnej detektorów. Ponadto złożona analiza spektralna sygnałów z detektorów pozwala na prowadzenie precyzyjnych pomiarów. Jednym z wariantów metody znaczników termicznych jest rozwiązanie, w którym budowa czujnika jest zbliżona, odmienny natomiast jest proces pomiarowy [8]. Czujnik zbudowany jest również z trzech elementów umieszczonych kolejno na linii prądu przepływu, przy czym dwa z nich pełnią funkcję nadajników fali temperaturowej, a trzeci jest detektorem. Nadajniki umieszczone są w zadanej odległości od siebie, natomiast elektrycznie połączone są szeregowo. Zasilane są ze wspólnego układu generacji fali, natomiast w przepływie generowane są dwie fale temperaturowe przesunięte w fazie względem siebie. Te dwa sygnały docierają do pojedynczego detektora temperatury. Wykorzystano tu superpozycję dwóch fal temperaturowych. Miarą prędkości jest częstotliwość generacji fali tak dobrana, aby w wyniku superpozycji fal uzyskać minimum amplitudy sygnału na detektorze. W pracy poddano analizie problem implementacji metod znaczników termicznych w pomiarach małych prędkości przepływu gazów w aerologii górniczej, w szczególności w kontekście pomiarów wzorcowych, a także potencjalnego zastosowania metod w przenośnych przyrządach pomiarowych zbudowanych w oparciu o standardowy mikrokontroler. Przyrządy takie, przy stosunkowo prostej konstrukcji, umożliwią dokonywanie pomiaru bardzo małych prędkości przepływu powietrza i innych gazów, przy czym nie wymagają wzorcowania, a ponadto są mało wrażliwe na zmiany temperatury, ciśnienia, składu czy wilgotności medium. 2. Metoda oscylacyjna Jednym z najprostszych wariantów zastosowania znaczników termicznych w pomiarach przepływów jest metoda oscylacyjna [4]. Schemat blokowy realizacji tej metody przedstawiono na rys. 1. Czujnik pomiarowy składa się z dwóch elementów czynnych nadajnika i odbiornika sygnałów termicznych. Elementy te umieszczone są w badanym przepływie o prędkości v na linii prądu w odległości Δx. Nadajnik i odbiornik to rezystancyjne przetworniki temperatury dwójniki, któ- Rys. 1. Oscylacyjna metoda pomiaru prędkości przepływu Fig. 1. Oscillating flow velocity measurement method

99 Nr 11 PRZEGLĄD GÓRNICZY 97 rych rezystancja jest funkcją temperatury. Nadajnik generuje sygnał temperaturowy w przepływie poprzez rozgrzanie go za pomocą przepływającego prądu elektrycznego, natomiast odbiornik pracuje w układzie termometru i przekształca docierający z przepływem sygnał temperaturowy na sygnał elektryczny. Oba elementy zrealizowane w postaci cienkiego drutu, folii lub elementu dyskretnego termistora, termometru rezystancyjnego lub elementu półprzewodnikowego. Ważnym parametrem tych elementów jest możliwie mała stała czasowa. W metodzie oscylacyjnej znacznik termiczny z nadajnika dociera unoszony przez przepływ do odbiornika w czasie zależnym od prędkości przepływu. Odbiornik podłączony jest do układu termometru stałoprądowego, którego sygnał wyjściowy steruje układem wyzwalania. Układ wyzwalania dokonuje zgodnie z przyjętym kryterium detekcji chwili dotarcia znacznika temperaturowego do detektora i poprzez generator impulsu i sterowany układ stałotemperaturowy [5] wyzwala następny znacznik termiczny w nadajniku. W ten sposób układ pomiarowy generuje oscylacje o częstotliwości f będącej funkcją prędkości przepływu v. W wyidealizowanym przypadku mierzona prędkość przepływu V opisana jest zależnością (1) Wzór (1) nie uwzględnia jednak inercji nadajnika i odbiornika sygnału termicznego, czasu trwania impulsu, przesunięć fazowych w układzie elektronicznym, zjawiska dyfuzji cieplnej oraz przesunięć czasowych wynikających z rozmycia impulsu i przyjętej metody detekcji impulsu w układzie wyzwalania. W efekcie model matematyczny zjawiska staje się złożony, a jego parametry trudne do identyfikacji. Dlatego metoda oscylacyjna nie spełnia warunków metody bezwzględnej i w praktyce wymaga wzorcowania. Uzyskana charakterystyka jest nieliniową zależnością mierzonej prędkości od częstotliwości oscylacji. Natomiast do zalet metody oscylacyjnej można zaliczyć prostą realizację układową i stosunkowo szeroki zakres mierzonych prędkości. 3. Metoda fali temperaturowej Czujnik pomiarowy składa się z trzech elementów czynnych nadajnika i dwóch identycznych odbiorników sygnałów termicznych umieszczonych w badanym przepływie o prędkości v na linii prądu w odległości Δx. Rozwiązanie to ma na celu eliminację wpływu inercji elementów czynnych czujnika na pomiar. W metodzie tej nadajnik generuje w przepływie ciągły periodyczny sygnał temperaturowy o częstotliwości f 0. Uzyskuje się to dzięki sterowaniu układu stałotemperaturowego nadajnika z generatora. W podstawowej wersji metody stosuje się sygnał sinusoidalny o stałej częstotliwości, jednak możliwe są inne warianty. Fala temperaturowa unoszona jest z przepływem i dociera do pierwszego i drugiego odbiornika. Odbiorniki pracują w układach stałoprądowych, a ich sygnały wyjściowe przesyłane są do układu pomiaru przesunięcia fazowego. Sygnałem wyjściowym jest przesunięcie fazowe φ sygnałów na odbiornikach, stanowiące funkcję mierzonej prędkości przepływu. Przesunięcie fazowe sygnału sinusoidalnego o częstotliwości docierającego do odbiorników opisuje zależność (2) gdzie: V T - jest prędkością propagacji fali temperaturowej w przepływie. Ze względu na zjawisko dyfuzji cieplnej prędkość V T nie jest tożsama z mierzoną prędkością przepływu V. W pracy [5] wyprowadzono związek tych prędkości w postaci gdzie: κ - jest współczynnikiem dyfuzji cieplnej ośrodka. Zgodnie z (3) znając prędkość V T propagacji fali temperaturowej w przepływie oraz współczynnik dyfuzji cieplnej k można wyznaczyć mierzoną prędkość przepływu V. Z analizy równania (3) wynika, że w początkowym zakresie prędkość propagacji fali temperaturowej jest większa od prędkości przepływu, natomiast od pewnej prędkości można przyjąć, że obie prędkości są praktycznie równe. Z równań (2) i (3) możemy wyznaczyć mierzoną prędkość przepływu w funkcji przesunięcia fazowego (3) Dla umożliwienia bezwzględnego pomiaru prędkości przepływu w oparciu o badanie propagacji znaczników termicznych w przepływie opracowano metodę fali temperaturowej [9,10]. W metodzie tej w przepływie generowany jest periodyczny sygnał temperaturowy docierający do dwóch identycznych odbiorników. Schemat blokowy realizacji tej metody przedstawiono na rys. 2. a pomijając dyfuzję cieplną otrzymujemy związek (4) (5) Rys. 2. Metoda pomiaru prędkości przepływu z wykorzystaniem fali temperaturowej Fig. 2. The method of measuring flow velocity using temperature wave

100 98 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 Tak więc w metodzie fali temperaturowej, znając częstotliwość f 0, odległość odbiorników Δx oraz współczynnik dyfuzji cieplnej κ, poprzez pomiar przesunięcia fazowego φ możemy wyznaczyć zgodnie z (4) mierzoną prędkość przepływu w sposób bezwzględny. Pomiar przesunięcia fazowego może być zrealizowany na drodze analogowej, lub po przetworzeniu sygnałów z odbiorników na cyfrowe możliwe jest zastosowanie analizy Fouriera. Wartość współczynnika dyfuzji cieplnej ośrodka może być wyznaczona w tej metodzie analitycznie poprzez zastosowanie kilku wartości częstotliwości sygnału i rozwiązanie odpowiedniego układu równań. Zaniedbując zjawisko dyfuzji prędkość przepływu wyznaczamy z zależności (5). Prędkość ta jest liniową funkcją odwrotności przesunięcia fazowego. Metoda ta znajduje zastosowanie w szczególności jako bezwzględna metoda wzorcowa w zakresie małych prędkości przepływu. Zakres pomiarowy dla większych prędkości jest ograniczony ze względu na malejącą amplitudę i rozmycie sygnałów na odbiornikach oraz rosnący błąd wyznaczania niewielkich przesunięć fazowych. W metodzie tej ze względu na dyspersyjny charakter propagacji znacznika termicznego stosowany jest głównie sygnał sinusoidalny, jednak możliwe jest stosowanie periodycznych sygnałów złożonych czy sygnałów MBS [3]. 4. Metoda stałofazowa Ciekawym wariantem metody fali temperaturowej jest metoda stałofazowa. Schemat blokowy realizacji tej metody przedstawiono na rys. 3. W metodzie tej czujnik i układ pomiarowy jest zbliżony do metody fali temperaturowej, natomiast częstotliwość generowanej fali nie jest stała. Układ pracuje w pętli sprzężenia zwrotnego, zmieniając częstotliwość generowanej fali w taki sposób, aby niezależnie od prędkości przepływu utrzymać stałe, zadane przesunięcie fazowe sygnałów na odbiornikach. W układzie sygnały z termometrów stałoprądowych odbiorników podawane są do układu pomiaru fazy. Zmierzona faza porównywana jest z wartością zadaną φ 0 w komparatorze fazy, a sygnał błędu poprzez regulator steruje pracą generatora sinusoidalnego kontrolującego poprzez układ stałotemperaturowy pracę nadajnika. W stanie ustalonym przesunięcie fazowe sygnałów z odbiorników utrzymywane jest na zadanej wartości φ 0, a częstotliwość generacji fali jest miara prędkości przepływu zgodnie z zależnością analogiczną do (4) (6) Zaniedbując dyfuzję cieplną otrzymujemy związek Metoda ta ma właściwości zbliżone do metody fali temperaturowej, jednak uzyskujemy tu bezpośrednią liniową zależność częstotliwości fali od mierzonej prędkości. Faza utrzymywana jest na stałej, zadanej wartości, co pozwala na rozszerzenie zakresu pomiarowego. Jednak układ pomiarowy w stosunku do metody fali temperaturowej jest tu bardziej rozbudowany, a dodatkowym problemem jest możliwość utraty synchronizacji w stanach nieustalonych. 5. Metoda superpozycji fal temperaturowych Metody fal temperaturowych i stałofazowa wykorzystują pojedynczy nadajnik fali temperaturowej oraz dwa detektory temperatury rozmieszczone w zadanej odległości. Metoda superpozycji to nowe rozwiązanie [8], w którym budowa czujnika jest zbliżona, odmienny natomiast jest proces pomiarowy. Schemat blokowy realizacji tej metody przedstawiono na rys. 4. Czujnik zbudowany jest również z trzech elementów umieszczonych kolejno na linii prądu przepływu, przy czym dwa z nich pełnią funkcję nadajników fali temperaturowej, a trzeci jest odbiornikiem. Nadajniki umieszczone są w zadanej odległości Δx od siebie, natomiast elektrycznie połączone są szeregowo. Zasilane są ze wspólnego układu generacji fali, natomiast w przepływie generowane są dwie fale temperaturowe przesunięte w fazie względem siebie. Te dwa sygnały docierają do pojedynczego odbiornika sygnału temperaturowego. Wykorzystano tu superpozycję dwóch fal temperaturowych. Istnieje bowiem taka minimalna wartość częstotliwości f, dla której fale docierają do odbiornika w przeciwnej fazie i wzajemnie się znoszą, a więc składowa zmienna sygnału na odbiorniku osiąga minimum. Przesunięcie fazy sygnałów wynosi wtedy π. Układ pracuje w pętli sprzężenia zwrotnego, zmieniając częstotliwość generowanej fali w taki sposób, aby niezależnie od prędkości przepływu utrzymywać minimalną wartość amplitudy składowej zmiennej sygnału na odbiorniku. W układzie sygnał z termometru stałoprądowego odbiornika podawany jest do detektora minimum amplitudy. Sygnał błędu detektora poprzez regulator steruje pracą generatora sinusoidalnego kontrolującego poprzez układ stałotemperaturowy pracę nadajników. W stanie ustalonym sygnały docierające z nadajników do odbiornika utrzymywane są w przeciwnej fazie, a częstotliwość generacji fali jest miarą prędkości przepływu zgodnie z zależnością (7) Rys. 3. Stałofazowa metoda pomiaru prędkości przepływu Fig. 3. Constant-phase flow velocity measurement method

101 Nr 11 PRZEGLĄD GÓRNICZY 99 Rys. 4. Metoda superpozycji fal temperaturowych Fig. 4. The method of temperature waves superposition Zaniedbując dyfuzję cieplną otrzymujemy związek Opisana metoda ma właściwości zbliżone do metody fali temperaturowej, natomiast proces pomiarowy realizowany jest odmiennie. W metodzie superpozycji zastosowano uproszczoną detekcję amplitudową w miejsce złożonej analizy harmonicznej. Czujnik pomiarowy zasilany jest tylko czterema przewodami. W metodzie tej stałe czasowe elementów czynnych czujnika nie są tak krytyczne, jak w metodzie pojedynczej fali. Możliwa jest więc konstrukcja czujnika o zwiększonej trwałości. Metoda superpozycji fal temperaturowych stanowi metodę uzupełniającą, alternatywną dla metody pojedynczej fali, w szczególności w przenośnych przyrządach pomiarowych zbudowanych w oparciu o pojedynczy mikrokontroler, w przepływomierzach i mikroprzepływomierzach, a także w czujnikach i układach pomiarowych zbudowanych w technologii MEMS [6]. (8) (9) 6. Podsumowanie analiza komparacyjna i aplikacyjna metod znaczników termicznych Aktualnie w Pracowni Metrologii Przepływów Instytutu Mechaniki Górotworu PAN trwają prace nad optymalizacją parametrów metrologicznych metod znaczników termicznych oraz ich zastosowaniem w systemach pomiarowych. Na rys. 5. pokazano prototypową sondę do pomiaru prędkości przepływu gazów za pomocą znaczników termicznych. Główne elementy sondy to nadajnik i dwa odbiorniki sygnału termicznego wykonane z drutu wolframowego o średnicy kilku mikrometrów. Elementy te rozpięte są na widocznych stalowych wspornikach igłowych. Sonda współpracuje z elektronicznym układem generacji i detekcji sygnału termicznego, który sterowany jest z komputera. Algorytm pomiarowy realizowany jest programowo. Umożliwia to realizację złożonych algorytmów pomiarowych oraz ich optymalizację. Przeznaczeniem tego systemu są pomiary wzorcowe. Przedstawione metody pomiaru małych prędkości przepływu z wykorzystaniem znaczników termicznych mogą być zastosowane w metrologii przepływów w zakresie aerologii górniczej, a także w innych dziedzinach, takich jak badania nawiewów laminarnych w salach operacyjnych, badania Rys. 5. Prototypowa sonda pomiarowa dla metody znaczników termicznych Fig. 5. Prototype sensor for the method of thermal markers

102 100 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 Tablica 1. Zestawienie porównawcze parametrów i obszaru aplikacyjnego metod Table 1. Comparison of the parameters and application area of the analyzed methods metoda oscylacyjna metoda fali termicznej metoda stałofazowa metoda superpozycji parametry metody zakres pomiarowy szeroki ograniczony szeroki ograniczony liniowość ograniczona dobra dobra dobra dokładność ograniczona wysoka wysoka wysoka metoda bezwzględna nie tak tak tak wpływ stanu medium znaczący znikomy znikomy znikomy konstrukcja czujnika prosta złożona złożona uproszczona aplikacja metody pomiary wzorcowe zła doskonała doskonała dobra przyrządy przenośne dobra ograniczona ograniczona dobra przyrządy laboratoryjne ograniczona dobra dobra dobra przepływomierze dobra ograniczona dobra doskonała mikrobiologicznych komór laminarnych, pomiary wentylacji pomieszczeń o kontrolowanej czystości w przemyśle elektronicznym, farmaceutycznym, chemicznym i spożywczym, pomiary wentylacji ładowni, magazynów i chłodni. Metody znaczników termicznych pozwalają na dokonywanie pomiaru bardzo małych prędkości przepływu powietrza i innych gazów, przy czym metody te mają charakter bezwzględny (absolutny), a więc nie wymagają wzorcowania. Prędkość przepływu wyznaczana jest na podstawie modelu i wartości parametrów opisujących zastosowane zjawisko fizyczne bezpośrednio z definicji prędkości. Ze względu na małe rozmiary czujnika pomiar ma charakter quasi punktowy, a inwazyjność pomiaru jest znikoma. Ponadto pomiar jest mało wrażliwy na zmiany temperatury, ciśnienia, składu czy wilgotności medium. Wynik pomiaru bez korekcji związanej z dyfuzją cieplną jest obarczony błędem w początkowym zakresie prędkości. Możliwa jest korekcja tego błędu, wymaga to jednak uwzględnienia współczynnika dyfuzyjności cieplnej badanego medium. W tabeli 1 przedstawiono syntetyczne zestawienie porównawcze parametrów i obszaru aplikacyjnego omówionych metod znaczników termicznych. Zestawienie to oraz przedstawiona analiza metod znaczników termicznych może stanowić źródło informacji dla służb prowadzących pomiary w zakresie aerologii górniczej i metrologii przepływów, pracowników naukowych zajmujących się badaniami laboratoryjnymi, wzorcowaniem i pomiarami in situ, oraz dla projektantów i konstruktorów systemów pomiarowych. Istotnym problemem jest bowiem dobór właściwego i zoptymalizowanego narzędzia badawczego w prowadzonych pomiarach. Opisane zagadnienia mogą również być wykorzystane w procesie dydaktycznym w zakresie metrologii wielkości nieelektrycznych. W pracy nie sposób było zawrzeć wszystkich zagadnień związanych z zastosowaniem znaczników termicznych w pomiarach przepływów w zakresie małych prędkości. Starano się w sposób możliwie systematyczny przedstawić zagadnienia podstawowe. Natomiast analiza problemów szczegółowych możliwa jest w oparciu o zamieszczoną literaturę. 7. Podziękowania DEC-2012/07/B/ST8/03041: Badania przestrzennej propagacji oraz optymalizacja metod generacji, detekcji i analizy fal temperaturowych w aspekcie bezwzględnego pomiaru prędkości przepływu i dyfuzyjności cieplnej gazów Literatura 1. Cao X., Liu J., Jiang N., Chen Q.: Particle image velocimetry measurement of indoor airflow field: A review of the technologies and applications; Energy and Buildings, 69, (2014), s Choon T. W., Prakash C., Aik L. E., Hin T. T.: Development of Low Wind Speed Anemometer, International Journal on Advanced Science, Engineering and Information Technology 2, 3, (2012), s Kęsek D., Rachalski A.: Wykorzystanie sygnału typu MBS do pomiaru prędkości przepływu i dyfuzyjności temperaturowej powietrza w anemometrze z falą cieplną; Przegląd Elektrotechniczny 2014, Nr 8, s Kiełbasa J.: Fale cieplne w metrologii przepływów; Zeszyty Naukowe AGH, Kraków Ligęza P.: A four-point constant-current/temperature controlled circuit for anemometric applications; Review of Scientific Instruments, 71, 1, (2000), s Liu H-B., Lin N., Pan S-S., Miao J., Norford, L. K.: High Sensitivity, Miniature, Full 2-D Anemometer Based on MEMS Hot-Film Sensors; Sensors Journal, IEEE, 13, 5, (2013), s Ligęza P.: Use of Natural Fluctuations of Flow Parameters for Measurement of Velocity Vector; IEEE Transactions on Instrumentation and Measurement, 63, 3 (2014), s Ligęza P., Kęsek D.: Employment of temperature waves superposition in method of absolute measurement of gas flow velocities down to the sub 1 m/s range; Sensors and Actuators A: Physical 228, (2015), s Rachalski A.: High-precision anemometer with thermal wave; Rev. of. Sci. Instr. 77, 9, Rachalski A.: Absolute measurement of low gas flow by means of the spectral analysis of the thermal wave; Rev. of. Sci. Instr. 84, 2, Roszczynialski W., Trutwin W., Wacławik J.: Kopalniane pomiary wentylacyjne; Wydawnictwo Śląsk, Katowice Sattarzadeh S. S., Kalpakli A., Örlü R.: Hot-Wire Calibration at Low Velocities: Revisiting the Vortex Shedding Method; Advances in Mechanical Engineering 2013, s Projekt został sfinansowany ze środków Narodowego Centrum Nauki przyznanych na podstawie decyzji numer

103 Nr 11 PRZEGLĄD GÓRNICZY 101 Społeczne aspekty szkód górniczych Social aspects of mining damage UKD 622.8: /.84: dr hab. inż. Lucyna Florkowska* ) dr inż. Izabela Bryt-Nitarska** ) Treść: W referacie poruszono zagadnienia odnoszące się do społecznego wymiaru skutków prowadzenia podziemnej eksploatacji węgla kamiennego. Szkody górnicze odnoszone są zwykle do zagadnień technicznych związanych z powstawaniem i ograniczaniem uszkodzeń w zabudowie powierzchni i infrastrukturze. W artykule podjęto natomiast próbę zdefiniowana szkód górniczych jako problemu o znaczącym wymiarze społecznym. Na skalę problemu wskazuje duża liczebność grup dotkniętych skutkami realizacji wydobycia i fakt, że deformacje górnicze ujawniają się zwykle na rozległej powierzchni terenu. Uwzględniając kryteria określające pojęcie problemu społecznego omówiono skutki ekonomiczne utraty wartości nieruchomości na terenach górniczych. Wskazano także na wzrost kosztów utrzymania substancji mieszkaniowej, wynikający z potrzeby wykonywania częstych napraw i wzmocnień obiektów budowlanych dla zachowania warunków bezpieczeństwa konstrukcji i użytkowania. W wymiarze społecznym rozpatrywać również należy potrzebę zintegrowania działań przedsiębiorców górniczych, organów administracji państwowej i samorządowej w celu realizacji postulatów zrównoważonego rozwoju. Dotyczy to w szczególności ochrony powierzchni poprzez stosowanie profilaktyki budowlanej i górniczej, obniżania kosztów społecznych i ekonomicznych wynikających z użytkowania budynków na terenach górniczych, promowania procesu ciągłego wdrażania rozwiązań podnoszących efektywność ochrony powierzchni w warunkach realizacji eksploatacji górniczej. Abstract: This paper presents the problem of social aspects of the effects of underground hard coal mining. Mining damage usually refers to technical issues, connected with the creation and mitigation of damage to the buildings and infrastructure on the surface. This paper, however, attempts to define mining damage as an issue with a significant social aspect. The scale of the problem connected with the fact that the groups affected by the impact of mining are quite large has been pointed out. Taking into consideration the criteria specifying the notion social problem, not only the economic aspect was presented, as the buildings in mining areas lose their value, but also the intangible aspects of the damage, such as people s feelings of being in danger and not feeling safe was addressed. It has been pointed out that the cost of maintaining the existing buildings is increasing as a result of the fact that the buildings frequently need to be repaired and reinforced to maintain the safety of their structure and use. The problems are discussed in the context of sustainable development and corporate social responsibility (CSR). The social aspect stresses the fact that the activities of mining companies and state and local administration agencies need to be coordinated in order to ensure the conditions of sustainable development. This is relevant especially to surface protection by means of implementing preventive measures in construction and mining, reducing the social and economic costs resulting from using buildings in mining areas and promoting a continuous implementation of solutions aimed to increase the effectiveness of surface protection in mining conditions Słowa kluczowe: szkody górnicze, problemy społeczne, zrównoważony rozwój, społeczna odpowiedzialność przedsiębiorstw, CSR, tereny górnicze Key words: mining damage, social issues, sustainable development, corporate social responsibility (CSR), mining areas 1. Wprowadzenie * ) Instytut Mechaniki Górotworu PAN w Krakowie ** ) Instytut Techniki Budowlanej Górnictwo jest tą dziedziną działalności człowieka, która w sposób szczególnie dynamiczny powoduje przekształcenie środowiska naturalnego. W obszarach zurbanizowanych przekształcenia te wywierają silny, negatywny wpływ na bezpośrednie otoczenie i warunki życia człowieka. Infrastruktura techniczna, w tym głównie budynki, drogi, sieci uzbrojenia ulegają uszkodzeniom i niszczeniu, co pogorsza warunki życia i wywołuje wiele problemów społecznych. Z uwagi na fakt, że skala tych problemów jest znaczna, konieczne jest

104 102 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 poszukiwanie kompleksowych rozwiązań, które stanowiłyby drogi pomocy dla dotkniętych nimi mieszkańców oraz użytkowników powierzchni. Dotyczy to zarówno aspektów technicznych, jak i prawno-administracyjnych. Za znamienne i alarmujące uznać należy sytuacje, kiedy zagadnieniom tym odmawia się statusu problemów społecznych 1. W tej sytuacji bardzo ważnym wydaje się podejmowanie działań ukierunkowanych jednocześnie na: poprawę sytuacji społeczności dotkniętej niekorzystnymi skutkami oddziaływań górniczych (rozwiązania techniczne i prawne), kompleksowe badania naukowe zarówno technicznych, jak i społeczno-ekonomicznych skutków szkód górniczych, upowszechnianie wiedzy na temat istoty, charakteru i skali tych problemów. Celem artykułu jest wykazanie, iż szkody górnicze stanowią poważny problem społeczny, którym dotknięta jest znacząca część populacji kraju, a także omówienie kluczowych zagadnień związanych z tym zjawiskiem oraz podkreślenie wagi społecznego wymiaru niszczenia i degradacji obiektów budowlanych. Zakres rozważań ograniczono do szkód powstających w zabudowie i infrastrukturze technicznej wskutek podziemnej eksploatacji górniczej, jako że szkody te w sposób najbardziej bezpośredni przekładają się na obniżenie poziomu życia oraz poczucia bezpieczeństwa mieszkańców. Uświadamianie ich znaczenia oraz poszukiwanie nowych rozwiązań jest obowiązkiem zarówno władz samorządowych i państwowych, jak i przedsiębiorców górniczych. Obowiązek ten wynika zarówno z konstytucyjnie zatwierdzonej zasady zrównoważonego rozwoju, jak również z wielu przyjętych przez Polskę dokumentów, m.in. Strategii zrównoważonego rozwoju Polski do roku 2015 [18]. Kwestie te stanowią też, w przypadku zakładów górniczych, istotną część działań podejmowanych w zakresie społecznej odpowiedzialności przedsiębiorstw (ang. corporate social responsibility, CSR). 2. Społeczny wymiar szkód górniczych Skutki prac wybierkowych prowadzące do deformowania się górotworu stanowiącego podłoże obiektów budowlanych w nieunikniony i dotkliwy sposób wywierają wpływ na życie mieszkańców. Na przeważającej części obszarów górniczych, gdzie eksploatacja prowadzona jest od kilkudziesięciu lat, sumaryczne obniżenia terenu przyjmują rząd metrów. Są to zmiany ukształtowania dokonujące się pod gęsto zaludnionymi obszarami miejskimi. Przeobrażenia te mają wpływ na przyspieszenie degradacji i zwiększone zużycie techniczne obiektów budowlanych na terenach górniczych [2, 3, 21]. Zagadnieniom tym poświęcone zostały liczne konferencje (np. seria konferencji organizowanych przez Główny Instytut Górnictwa pt. Bezpieczeństwo i ochrona obiektów budowlanych na terenach górniczych ) oraz publikacje naukowe, m.in.: [1, 5, 11, 13, 17]. Występowanie stanów awaryjnych i przyspieszone niszczenie oraz degradacja konstrukcji nośnej budynków mieszkalnych mają niebagatelny wpływ na poziom życia użytkowników. Następuje obniżenie wartości nieruchomości, przy równoczesnej konieczności ponoszenia nakładów finansowych na powtarzające się remonty i naprawy. W skrajnych przypadkach ludzie tracą dach nad głową. Poziom życia ulega 1. A. Kaźmierczak. NCN. DZP-SKB JM1:145.MS10 Ocena merytoryczna I stopnia wniosku w ramach II Konkursu Programu Innowacje Społeczne (dokument niepublikowany) znacznemu obniżeniu, pojawia się zagrożenie ubóstwem i marginalizacją. Należy pamiętać, że obecnie zarówno pierwotny, jak i wtórny rynek nieruchomości, w tym również w zakresie budownictwa indywidualnego, finansowane są w znacznej części za pomocą wysokich, długoterminowych kredytów. W takiej sytuacji zniszczenie, czy uszkodzenie budynku pociągające za sobą poważny spadek ceny nieruchomości powoduje dramatyczną sytuację finansową właścicieli. Są to problemy, których wagi nie sposób nie dostrzec, a zastosowanie wobec nich przymiotnika społeczny 2 jest jak najbardziej uprawnione. Analiza SWOT 3 prezentowana na oficjalnej stronie internetowej województwa śląskiego umieszcza marginalizację i zagrożenie wykluczeniem społecznym dużych grup ludności oraz szkody górnicze, utrudniające lub uniemożliwiające podejmowanie inwestycji oraz powodujące trudności w wyposażeniu niektórych terenów w infrastrukturę techniczną w czołówce słabych stron regionu Skala problemu Problem społecznych kosztów szkód górniczych w odniesieniu do obiektów budowlanych stanowi ważne i wciąż aktualne zagadnienie nie tylko w skali lokalnej. Biorąc pod uwagę fakt, że wydobycie węgla jest i pozostanie w najbliższej przyszłości filarem bezpieczeństwa energetycznego kraju [6, 23], można zaryzykować stwierdzenie, iż waga problemów związanych z tą gałęzią gospodarki ma wymiar globalny. Nie ulega natomiast wątpliwości, że najbardziej dotkliwe koszty ponosi społeczeństwo obszarów położonych w zasięgu oddziaływania skutków prowadzenia wydobycia. To mieszkańców śląskich aglomeracji w sposób najbardziej bezpośredni dotykają problemy uszkodzeń i niszczenia budynków mieszkalnych, użyteczności publicznej czy infrastruktury komunikacyjnej. To oni borykają się na co dzień z utrudnieniami powodowanymi przez szkody górnicze. O skali problemu wiele mówi fakt, że (uwzględniając gęstość zaludnienia) statystycznie co dziesiąty Polak zamieszkuje na obszarze, w którym prowadzono lub będzie się prowadziło eksploatację górniczą. Tereny te nadal podlegają silnej urbanizacji, a także rewitalizacji Mieszkańcy terenów górniczych jako grupa społeczna Mieszkańcy górniczych aglomeracji stanowią znaczącą grupę doświadczającą na co dzień niekorzystnych skutków szkód górniczych i zagrożoną dalszym obniżaniem poziomu życia. Cechuje ich brak poczucia bezpieczeństwa związany z realnym zagrożeniem, zniszczeniem lub wręcz utratą miejsca zamieszkania, a co za tym idzie drastycznym pogorszeniem sytuacji finansowej, łącznie z ubóstwem i marginalizacją. Problemy te były wielokrotnie przedmiotem raportów i studiów, m.in. Górnicy wykluczeni, ale nie zapomniani 5 czy też I Forum Społeczno Samorządowo Rządowe pt.: Świadome górnictwo a przestrzeń publiczna odnoszący się do społeczeństwa lub jego części Słownik języka polskiego PWN ( 3. analiza pozwalająca na identyfikację mocnych i słabych stron oraz ocenę szans i zagrożeń (Strengths, Weaknesses, Opportunities, Threats) (przyp. aut.) 4. wpo/wpo_5.htm 5. Projekt współfinansowany ze środków Unii Europejskiej EFS i budżetu państwa w ramach Programu Operacyjnego Kapitał Ludzki , Priorytet VII, Działanie/Poddziałanie Zrównoważony rozwój na płaszczyźnie międzyresortowej z uwzględnieniem potencjału społeczno-gospodarczego w działalności górniczej. Pszczyna 2013.

105 Nr 11 PRZEGLĄD GÓRNICZY 103 Na tle społeczeństwa naszego kraju osoby zagrożone szkodami górniczymi są jedyną zbiorowością, której dotykają tego typu zagrożenia, co stanowi o ich silnie zaznaczonej odrębności, wzmocnionej dodatkowo wyraźną, historycznie utrwaloną specyfiką kulturową. Łączą ich wspólne problemy powodowane szkodami górniczymi, które nie występują w takiej skali nigdzie indziej w Polsce. Mają świadomość swej odrębności i próbują podejmować działania na rzecz zmiany tego stanu rzeczy. W bazie zarejestrowanych organizacji pozarządowych NGO znajduje się kilka stowarzyszeń, których działalność skupiona jest wokół problemów szkód górniczych, m.in.: Krajowe Stowarzyszenie poszkodowanych działalnością geologiczno-górniczą (KRS: ), Stowarzyszenie na rzecz poszkodowanych przez zakłady górnicze (KRS: ), Stowarzyszenie ochrony przed negatywnymi skutkami działalności górniczej na terenie Ziemi Śląska Cieszyńskiego (KRS: ) czy Stowarzyszenie osób poszkodowanych działalnością geologiczną, górniczą i przemysłową (KRS: ). W świetle obowiązujących pojęć socjologicznych, wśród których przytoczyć można dwie definicje grupy społecznej: 1. Jana Szczepańskiego, według którego grupa społeczna to pewna ilość osób ( ) powiązanych systemem stosunków, posiadających pewne wspólne wartości i oddzielonych od innych zbiorowości wyraźną zasadą odrębności [20]; 2. Piotra Sztompki, który określił grupę społeczną jako zbiór jednostek, w którym wspólnota pewnych istotnych społecznie cech wyraża się w tożsamości zbiorowej i towarzyszą temu kontakty, interakcje i stosunki społeczne w jej obrębie częstsze i bardziej intensywne niż z osobami z zewnątrz [22]; mieszkańcy terenów górniczych stanowią niewątpliwie wyraźnie wyodrębnioną grupę społeczną. Jeżeli dodatkowo zastosujemy przyjęte w socjologii główne kryterium rozróżnienia pomiędzy grupą społeczną (w której występują interakcje pomiędzy członkami) a kategorią społeczną, w której interakcje między osobami nie zachodzą, to zdecydowanie mieszkańcy śląskich aglomeracji, objęci oddziaływaniem eksploatacji górniczej, stanowią mocno zintegrowaną społecznie i kulturowo grupę, w której istnieją silne, ugruntowane więzi. Są oni powiązani wspólnymi działaniami, o czym świadczyć mogą m.in. zakładane stowarzyszenia i organizacje społeczne Wymiar ekonomiczny Z danych statystycznych dla województwa śląskiego 7 wynika, że w roku 2014 na terenie województwa oddano do użytkowania ponad 7 tys. budynków mieszkalnych i ponad 2 tys. budynków niemieszkalnych, w tym: biurowe, handlowo- -usługowe, przemysłowe, szpitale i obiekty opieki medycznej. Od 2005 r. liczba ta utrzymuje się na poziomie 6-7 tys. rocznie. Należy zauważyć, że 90% tych obiektów położonych jest na terenach objętych oddziaływaniem eksploatacji górniczej. Inwestycje budowlane podejmowane na terenach górniczych i pogórniczych obarczone są ryzykiem wystąpienia szkód górniczych. Możliwość rzetelnego prognozowania tego ryzyka jest coraz trudniejsza, z uwagi na silne i nieodwracalne naruszenie pierwotnej struktury górotworu [7, 8]. Szkody górnicze wpływają na obniżenie wartości nieruchomości. Przy wyznaczaniu wartości materialnej, tzw. ceny rynkowej, nie sposób pominąć czynników niematerialnych, 7. Rocznik statystyczny województwa śląskiego. Urząd statystyczny w Katowicach, 2014 r. ( roczniki-statystyczne/rocznik-statystyczny-wojewodztwa-slaskiego-2014,4,14.html) które wpływają na właściwości użytkowe nieruchomości. Czynniki te, to głównie: zwiększone zużycie techniczne, duży stopień uszkodzenia konstrukcji wskutek ujawnionych oddziaływań deformacji górniczych, prognozowane przyszłe wpływy górnicze, a także czynnik ludzki związany z postrzeganiem ryzyka wystąpienia szkody górniczej [4]. Obserwowany wzrost wartości nieruchomości przy równoczesnym finansowaniu inwestycji poprzez środki kredytowe, a także wzrost świadomości i wymagań użytkowych społeczeństwa, przemawiają za koniecznością realizacji eksploatacji górniczej przy zachowaniu społecznie akceptowalnych warunków. Równocześnie widoczne działania przedsiębiorców górniczych na rzecz utrzymania a wręcz nawet poszerzenia poziomu wydobycia kopalin, w tym w szczególności węgla kamiennego, wskazują na konieczność tworzenia mechanizmów ochrony wartości niematerialnych i materialnych użytkowników powierzchni i minimalizowania negatywnych skutków wydobycia. W tym w szczególności do ograniczania kosztów społecznych. 3. Szkody górnicze jako problem społeczny Aby udzielić odpowiedzi na pytanie, czy szkody górnicze określić można mianem problemów społecznych należy przyjąć definicję tego pojęcia. Nie jest to zadaniem łatwym; socjologowie zgadzają się co do faktu, iż trudno sformułować obiektywne kryteria terminu problem społeczny głównie z uwagi na fakt, że jest ono związane zawsze z konkretną grupą społeczną, w której warunki rozróżnienia co do norm są subiektywne. W obszernym kompendium teorii problemów społecznych Ludwika Misia [14] przytoczono i scharakteryzowano wybrane definicje tego pojęcia, konkludując jednocześnie, że podstawowe różnice pomiędzy poszczególnymi autorami dotyczą głównie relacji pomiędzy aspektami obiektywnymi a subiektywnymi oraz stosunku do teorii socjologicznej. Chcąc jednakże zmierzyć się z kwestią sklasyfikowania (bądź nie) szkód górniczych jako problemu społecznego przytoczmy najpierw klasyczną definicję Ronalda Marisa, według której problemy społeczne to ogólne wzory zachowania ludzkiego lub warunków społecznych, które są postrzegane jako zagrożenia dla społeczeństwa przez znaczącą liczbę ludności, przez silne grupy, bądź przez charyzmatyczne jednostki, oraz które mogą być rozwiązane czy też którym można jakoś zaradzić [12]. Z kolei P.B. Horton i G.R. Leslie określili problem społeczny, jako stan (wzbudzający zaniepokojenie) traktowany przez znacząca liczbę osób jako niepożądany (szkodliwy), o którym jednocześnie utrzymuje się opinia (przekonanie), że może być zmieniony poprzez działania zbiorowe [9]. Uogólniając, stwierdzić można, że problemy społeczne wynikają z zaistnienia zjawisk, które doskwierają ludziom i niepokoją ich, ponieważ, jak podaje J. Sztumski, nie dają się one pogodzić z powszechnie uznanymi normami, wartościami, standardami i zasadami współżycia [19]. Podsumowując powyższe rozważania, sformułujemy kryteria zaistnienia problemu społecznego jako zjawiska: negatywnego, pozostającego w świadomości społecznej, budzącego niepokój, poczucie zagrożenia i sprzeciw, możliwego do rozwiązania. W świetle zamieszczonej w rozdziale 2 charakterystyki, stwierdzić należy, iż szkody górnicze wpisują się precyzyjnie w definicję problemów społecznych. Co więcej, są jako takie postrzegane, nie tylko przez lokalne społeczności, ale także przez władze samorządowe oraz przez przedsiębiorców górniczych. Społeczny wymiar szkód górniczych jest także domeną badań naukowych i obszarem poszukiwania, zarówno technicznych, jak i ekonomicznych i społecznych rozwiązań.

106 104 PRZEGLĄD GÓRNICZY Szkody górnicze w świetle wymagań zrównoważonego rozwoju Podejmowana problematyka jest silnie związana z ideą zrównoważonego rozwoju w budownictwie i górnictwie. W aspekcie prawnym obowiązek kierowania się zasadą zrównoważonego rozwoju wynika z zapisów Konstytucji Rzeczpospolitej Polskiej (art. 5). Stąd jego wysoki priorytet w odniesieniu do innych celów działalności przedsiębiorstw oraz organów państwowych i samorządowych. Definicja prawna zrównoważonego rozwoju zawarta została w ustawie z dnia 27 kwietnia 2001 r. Prawo ochrony środowiska (Dz.U nr 62 poz. 627). Zgodnie z art.3.p.50 wskazanego aktu pod pojęciem tym rozumie się taki rozwój społeczno-gospodarczy, w którym następuje proces integrowania działań politycznych, gospodarczych i społecznych, z zachowaniem równowagi przyrodniczej oraz trwałości podstawowych procesów przyrodniczych, w celu zagwarantowania możliwości zaspokajania podstawowych potrzeb poszczególnych społeczności lub obywateli zarówno współczesnego pokolenia, jak i przyszłych pokoleń. Pojęcie zrównoważonego rozwoju występuje również w ustawie z dnia 27 marca 2003 r. o planowaniu i zagospodarowaniu przestrzennym (Dz.U nr 80 poz. 717), gdzie ład przestrzenny i zrównoważony rozwój wskazane są jako podstawa kształtowania polityki przestrzennej. Zasady zrównoważonego rozwoju znalazły szerokie odzwierciedlenie we współczesnym podejściu do tzw. ekorozwoju. Istotnym z punktu widzenia jego realizacji aktem prawnym jest ustawa z dnia 6 grudnia 2006 r. o zasadach prowadzenia polityki rozwoju (Dz.U nr 227 poz. 1658), która definiuje pojęcie polityki rozwoju jako działań nacelowanych na trwały i zrównoważony rozwój, a także wskazuje organy zobowiązane do prowadzenia tej polityki; są to: rada ministrów (w skali kraju) oraz samorządy województw, powiatów i gmin. Podstawowym założeniem tego podejścia jest wdrażanie rozwoju gospodarczego w sposób nienaruszający nieodwracalnie środowiska i jednoczący prawa przyrody i ekonomii. Równocześnie zrównoważony rozwój stawia także przed budynkami wymagania odnoszące się do człowieka. Użytkownicy budynków oczekują między innymi trwałości struktury budynku i zminimalizowania ryzyka wystąpienia sytuacji ograniczających lub pogarszających warunki użytkowania. Nie akceptują sytuacji, w których skutki oddziaływań górniczych ograniczają lub uniemożliwiają normalne użytkowanie ich budynków. Na terenach górniczych warunki tzw. ekodomu są jednak trudne do osiągnięcia. W odniesieniu do podjętych w niniejszej pracy zagadnień podkreślić należy zatem obowiązek zintegrowania działań gospodarczych przedsiębiorcy górniczego z działaniami społecznymi w taki sposób, by nienaruszona została możliwość zaspokajania podstawowych potrzeb mieszkańców. Zabezpieczenie potrzeb mieszkaniowych i poczucie bezpieczeństwa należą niewątpliwie do podstawowych potrzeb ludzkich, które zostają bezpośrednio zagrożone wskutek szkód górniczych. Badania przeprowadzone przez Wiktorię Sobczyk wśród mieszkańców terenów górniczych oraz osób związanych z górnictwem wykazują, że szkody górnicze wskazane zostały przez największy odsetek badanych (96%) jako szczególnie uciążliwe skutki eksploatacji [16]. Zasada zrównoważonego rozwoju obliguje zatem przedsiębiorcę do opracowania i realizacji takiej strategii, która minimalizuje społeczne koszty jego działalności, a organy samorządowe do prowadzenia działań na rzecz ograniczenia negatywnych skutków działalności górniczej i pomocy mieszkańcom nimi dotkniętymi. 5. Szkody górnicze a społeczna odpowiedzialność przedsiębiorcy górniczego Na przedsiębiorcach górniczych w sposób szczególny ciąży odpowiedzialność za społeczne skutki eksploatacji kopalin, jako że działalność przez nich prowadzona głęboko ingeruje w życie mieszkańców [10,11,15]. W świetle obowiązującego prawa przedsiębiorca górniczy ponosi odpowiedzialność finansową za szkody powstałe wskutek działalności wydobywczej. Ponosi on również koszty społecznego sprzeciwu wobec występowania zagrożeń. Idea społecznej odpowiedzialności przedsiębiorstw (ang. corporate social responsibility, CSR) to jednakowoż podejście, według którego przedsiębiorstwo nie ogranicza się wyłącznie do przestrzegania obowiązujących przepisów prawnych, ale dobrowolnie modyfikuje własną działalność w interesie społeczeństwa i środowiska naturalnego. Komisja Europejska zdefiniowała CSR jako odpowiedzialność przedsiębiorstw za ich wpływ na społeczeństwo. Jak czytamy na stronie internetowej Ministerstwa Gospodarki RP w koncepcji społecznej odpowiedzialności spotkamy się z pojęciem interesariuszy (ang. stakeholders). Są nimi wszelkie osoby, społeczności, instytucje, organizacje, urzędy, które mogą wpływać na przedsiębiorstwo oraz pozostają pod wpływem jego działalności. 8 Naturalną grupę interesariuszy stanowią w tym przypadku osoby zamieszkujące tereny górnicze, ale są nimi także reprezentujące mieszkańców organizacje społeczne, samorządy, i instytucje państwowe mające za zadanie ochronę praw i interesów lokalnych społeczności. Warto zauważyć, że o ile dotychczas stosowanie zasad CSR stanowiło dobrowolną inicjatywę firm, w ostatnim czasie podejście Unii Europejskiej do społecznej odpowiedzialności biznesu uległo zmianie. W grudniu 2014 r. weszła w życie Dyrektywa 2014/95/UE zmieniająca dyrektywę 2013/34/ UE w odniesieniu do ujawniania informacji niefinansowych i informacji dotyczących różnorodności przez niektóre duże spółki oraz grupy 9. Dyrektywa ta wprowadza wymóg ujawniania w sprawozdaniu z działalności minimum istotnych informacji dotyczących kwestii środowiskowych, spraw społecznych i pracowniczych, poszanowania praw człowieka oraz przeciwdziałania korupcji i łapownictwu, czyli właśnie sprawozdawczość w zakresie społecznej odpowiedzialności biznesu. Obowiązek ten odnosi się do firm zatrudniających więcej niż 500 osób i posiadających sumę bilansową powyżej 20 mln euro lub przychody powyżej 40 mln euro. Jak podaje Ministerstwo Gospodarki RP, w Polsce dotyczyć będzie to ok firm. Niewątpliwie znajdą się wśród nich najwięksi przedsiębiorcy górniczy 10, 11, 12. Kraje członkowskie mają czas na implementację dyrektywy do 6 grudnia 2016 r. Zanim sprawozdawczość w zakresie CSR stała się wymogiem, niektóre polskie firmy branży wydobywczej podpisały deklarację przystąpienia do tzw. Koalicji odpowiedzialnego biznesu. Raporty społecznej odpowiedzialności podają też do publicznej wiadomości m.in. Katowicki Holding Węglowy, KGHM Polska Miedź S.A., Lubelski Węgiel Bogdanka 8. rozwojspoleczna+odpowiedzialnosc+przedsiebiorstw+csr 9. Dziennik Urzędowy UE z dnia 15 listopada 2014 r. 10. Biuletyn Informacji Publicznej: Sprawozdanie finansowe Grupy Kapitałowej KW S.A. za 2013 rok; Sprawozdanie finansowe z działalności Spółki za 2013 rok 11. Biuletyn Informacji Publicznej: Sprawozdanie finansowe Katowickiego Holdingu Węglowego S.A. za okres od r. do r. 12. Grupa Kapitałowa Lubelski Węgiel BOGDANKA S.A. Skonsolidowane Sprawozdanie Finansowe za rok obrotowy od 1 stycznia do 31 grudnia 2014 roku, Bogdanka, marzec 2015

107 Nr 11 PRZEGLĄD GÓRNICZY 105 S.A. W województwie śląskim od 2011 r. działa także Rada ds. Społecznej Odpowiedzialności Biznesu. 6. Podsumowanie i wnioski Istnienie złóż i zakładów wydobywczych stanowi bez wątpienia bogactwo i ogromny potencjał rozwojowy regionu. Z drugiej zaś strony jest źródłem poważnych problemów społeczno-ekonomicznych, których rozwiązanie stanowi wspólną korzyść. Obszary górnicze w Polsce, to w zdecydowanej większości tereny, na których wydobywanie złóż prowadzone jest od kilkudziesięciu lat. Spowodowane tym faktem znaczne naruszenie pierwotnej struktury górotworu powoduje, że eksploatacja kolejnych, niżej zalegających pokładów odbywa się w coraz bardziej skomplikowanych warunkach. Dlatego coraz większe trudności sprawia realne prognozowanie rozmiarów i zasięgu skutków kolejnych eksploatacji. Wzrasta ryzyko uszkodzeń i awarii obiektów budowlanych, które powodowane jest zarówno pogarszającym się stanem technicznym istniejącej zabudowy, jak i trudnym do oceny stanem naruszenia górotworu. Problemy z odpowiednim zabezpieczeniem zarówno istniejącej, jak i nowo projektowanej infrastruktury narastają i domagają się zastosowania nowych rozwiązań. W pracy dowiedziono, że szkody górnicze wynikające z podziemnej eksploatacji kopalin mają ważny wymiar społeczny. Wykazano, że stanowią one poważny problem społeczny, dla którego konieczność rozwiązania wynika nie tylko z przesłanek etycznych i ekonomicznych, ale również z obowiązków i zaleceń legislacyjnych mających swe źródło m.in. w idei zrównoważonego rozwoju i społecznej odpowiedzialności biznesu. Podsumowując zawarte w pracy rozważania, problemy społeczne bezpośrednio związane ze szkodami górniczymi pogrupować można jako: zagrożenie zniszczeniem lub utratą miejsca zamieszkania, pogorszenie warunków życia spowodowane uszkodzeniami budynków mieszkalnych, pogorszenie sytuacji finansowej w wyniku obniżenia wartości nieruchomości, łącznie z zagrożeniem ubóstwem i marginalizacją, utrata poczucia bezpieczeństwa, obniżenie wartości inwestycyjnej obszarów wskutek zniszczenia istniejącej lub braku możliwości wykonania uzbrojenia terenu. Na obszarach objętych wpływem eksploatacji górniczej daje się zauważyć ogromną potrzebę opracowania i wprowadzenia do praktyki społecznej i gospodarczej nowych rozwiązań, które pozwolą na skuteczne ograniczenie rozmiarów uszkodzeń i zniszczeń powodowanych w obiektach budowlanych przez działalność górniczą. Istnieje zwłaszcza konieczność wdrażania nowych rozwiązań technicznych w zakresie profilaktyki budowlanej, w tym także wykorzystania systemów monitorowania i kontroli stanu obiektów budowlanych w okresie oddziaływania na nie eksploatacji górniczej. Tylko bowiem nowoczesne rozwiązania techniczne umożliwiające wczesną predykcję zagrożeń, w powiązaniu z odpowiednio funkcjonującymi ścieżkami administracyjno-prawnymi spowodować mogą ograniczenie społecznie niekorzystnych skutków działalności wydobywczej. Literatura 1. Bednorz J.: Społeczno-ekologiczne skutki eksploatacji węgla kamiennego w Polsce. Górnictwo i Geologia 2011, t. 6, z Bryt-Nitarska I.: Ocena stanu technicznego budynków murowanych na terenach górniczych. Poradniki ITB, 485/ Bryt-Nitarska I.: Czynnik oceny stanu technicznego w badaniach wpływu eksploatacji górniczej na konstrukcje budynków. Prace Instytutu Techniki Budowlanej 2006, r. 35. Nr Bryt-Nitarska I.: Studia nad skutkami wpływu podziemnej eksploatacji górniczej na obiekty budowlane. Praca badawcza ITB Dubiński J., Turek M.: Szanse i zagrożenia rozwoju górnictwa węgla kamiennego w Polsce. Wiadomości Górnicze 2012, s EU Energy, Transport and GHG Emissions: Trends to European Commision. Directorate-General for Energy, Directorate-General for Climate Action and Directorate-General for Mobility and Transport. EU Florkowska L.: Land subsidence due to Mining Operations in Disturbed Rock Mass on the Example of Ruda Śląska (Poland). Archives of Mining Sciences 2010, vol. 55, s Florkowska L.: Zastosowanie numerycznej mechaniki nieliniowej w zagadnieniach ochrony budynków na terenach górniczych. Archives of Mining Sciences. Monografia. Nr 11. Kraków Horton P.B, Leslie G.R.: The Sociology of Social Problems. Appleton- Century-Crofts. New York Jarosławska-Sobór S.: Społeczna Odpowiedzialność Biznesu (CSR) i wykorzystanie społecznego potencjału przedsiębiorstwa górniczego w budowaniu wizerunku branży. Przegląd Górniczy 2011, s Kaszowska, O., Palka J., Koba, M.: Problemy społeczne wynikające z oddziaływania podziemnej eksploatacji górniczej na obiekty budowlane. Geodezja. Półrocznik Akademii Górniczo-Hutniczej 2003, t. 9, z. 2/1, s Maris R.W.: Social Problems. The Dorsey Press. Chicago Mikrosz R.: Odpowiedzialność za szkody wyrządzone ruchem zakładu górniczego. Wolters Kluwer. Polska Miś L.: Problemy społeczne. Teoria, metodologia, badania. WUJ. Kraków Mossakowska T., Wasilewski M.: Czy górnictwo węgla kamiennego jest w stanie przyjąć paradygmat zarządzania jakim jest CSR? Przegląd Górniczy 2011, t. 67, nr 10, s Sobczyk W.: Badania opinii respondentów na temat uciążliwości środowiskowej górnictwa węgla. Górnictwo i Geoinżynieria 2007, R. 31, z. 3/1 s Sobula W., Martyka J., Nowak K.: Szkody górnicze jako element dyskomfortu w warunkach życia mieszkańców Górnego Śląska. Przegląd Górniczy 2005, t. 61, nr Strategia Zrównoważonego Rozwoju Polski do roku Ministerstwo Środowiska. Warszawa Sztumski J.: Problem społeczny jako przedmiot badań socjologii. Studia Socjologiczne 1977, Nr Szczepański J.: Elementarne pojęcia socjologii. Warszawa Szojda L.: Analiza współdziałania murowanych budynków ścianowych z deformującym się podłożem. Politechnika Śląska, Gliwice Sztompka P.: Socjologia. Analiza społeczeństwa. Znak. Kraków Uchwała Nr 15/2014 Rady Ministrów z dnia 28 stycznia 2014 r. w sprawie programu wieloletniego pod nazwą Program polskiej energetyki jądrowej. Monitor Polski z 24 czerwca 2014 (poz. 502).

108 106 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 UKD : 622.8:622.83/.84 Wpływ postępu frontu ściany na przemieszczenia powierzchni terenu The influence of wall face advance on the displacements of the land surface dr inż. Krzysztof Tajduś*) Treść: Artykuł przedstawia analizę trajektorii przemieszczeń poziomych i pionowych punktów geodezyjnych wraz z postępującym frontem eksploatacyjnym. Przedstawiono próbę odpowiedzi na pytanie czy zmiany przemieszczeń powierzchni podczas rozwoju eksploatacji na dużych głębokościach i w warunkach zalegania w nadkładzie warstw skalnych o średnich i wyższych parametrach wytrzymałościowych są podobne do przebiegu przedstawionego przez Awierszyna dla eksploatacji płytkich, gdzie nadkład stanowiły skały o średnich lub niskich parametrach wytrzymałościowych. W celu odpowiedzi na pytanie dokonano analizy pomierzonych przemieszczeń powierzchni terenu dla punktów rozproszonych nad prowadzoną eksploatacją dwóch wybranych kopalń głębokich uwzględniając postęp. Abstract: This paper presents the analysis of trajectory of horizontal and vertical displacements of geodetic positions along with the wall face advance. It was attempted to decide whether the changes in land surface displacements during the advance of exploitation at deep levels and in conditions of deposition in the blanket rocks of medium or high strength parameters are similair to the run presented by Awierszyn for shallow exploitation where the blanket rocks were of medium or low strength parameters. In order to solve this issue, an analysis of measured displacements of the land surface for positions located above the exploitation of two selected deep mines including the advance was performed. Słowa kluczowe: przemieszczenia poziome, eksploatacja ścianowa, wpływ eksploatacji podziemnej na powierzchnię Key words: horizontal displacements, wall exploitation, influence of underground exploitation on the surface 1. Wprowadzenie Punkty znajdujące się na powierzchni terenu pod wpływem postępu frontu ścianowego przemieszczają się wzdłuż określonych trajektorii. Zarówno składowa pozioma jak również składowa pionowa zależą od punktu położenia w stosunku do granic wyrobiska ścianowego. Szczególnie składowa pozioma ma wpływ na przebieg trajektorii danego punktu w miarę rozwoju eksploatacji. Ogólnie można stwierdzić, że przemieszczenie poziome punktu ma kierunek zgodny z wybiegiem ściany eksploatacyjnej. Jakościowy opis tego zjawiska podał Awierszyn [1] na podstawie analiz wyników przemieszczeń w kilku kopalniach dawnego Związku Radzieckiego. W każdym analizowanym przypadku brał on pod uwagę punkt dostatecznie oddalony od miejsca, w którym rozpoczynała się eksploatacja ściany, a następnie badał przemieszczenia tego punktu w miarę jak wyrobisko ścianowe przybliżało się do punktu, przechodziło pod nim i oddalało się na taką odległość, że ustawał wpływ eksploatacji na jego zachowanie się. W wyniku przemieszczeń punkt opisywał pełną trajektorię deformacji. Wiążąc tę * ) Instytut Mechaniki Górotworu PAN w Krakowie trajektorię z przemieszczającą się ścianą, możemy wyróżnić na niej cztery części: I,II, III, IV (rys. 1 wg. Awierszyna [1]). Część I tworzy się przy przybliżaniu się frontu ściany do punktu, część II w wyniku przechodzenia ściany pod punktem, część III w wyniku oddalania się ściany od punktu, część IV w wyniku obniżenia (osiadania) punktu po oddaleniu się ściany na odległość, przy której wpływ eksploatacji ściany jest znikomy (powyżej promienia zasięgu wpływów głównych). Te cztery części tworzą pełną trajektorię w płaszczyźnie pionowej, zgodną z kierunkiem prowadzenia eksploatacji. Jeżeli punkt nie znalazł się w zasięgu pełnej eksploatacji, to jego przemieszczenie opisane jest tylko przez odpowiednią część trajektorii. Punkty, które położone były w początkowej części wyrobiska i od których czoło przodka się oddalało opisują części III i IV pełnej trajektorii, a punkty, do których czoło przodka się przybliżyło, ale nie przeszło pod nimi, opisują I i II część pełnej trajektorii. Kształt trajektorii danego punktu zależy od rodzaju nadkładu, jego budowy, parametrów odkształceniowych i wytrzymałościowych warstw skalnych, grubości czwartorzędu, głębokości eksploatacji. Według Awierszyna [1] podczas eksploatacji na stosunkowo małej głębokości, w warunkach słabego piaszczysto-łupkowego nadkładu praktycznie zanika

109 Nr 11 PRZEGLĄD GÓRNICZY 107 Rys.1. Zmiana przemieszczeń wybranego punktu powierzchni w miarę postępu frontu eksploatacji [1] Fig. 1. Surface point displacement along with longwall face run [1] część II charakterystyki i od razu część I przechodzi w część III, przy czym część I przedłuża się przez pewien czas po tym jak czoło przodka przejdzie pod punktem i zacznie oddalać się od niego. Powrót trajektorii w stronę oddalającego się czoła przodka zachodzi z opóźnieniem. 2. Zmiana przemieszczeń wybranych punktów powierzchni wraz z postępem frontu eksploatacji W pracy Awierszyna [1] analizowano przemieszczenia wybranych punktów powierzchni wraz z postępem frontu eksploatacji prowadzonej na stosunkowo niedużych głębokościach. Zachodzi pytanie: czy podobne zmiany przemieszczeń powierzchni podczas rozwoju eksploatacji zachodzą, gdy eksploatowany pokład znajduje się na większej głębokości, a w nadkładzie zalegają warstwy skalne o średnich i wyższych wytrzymałościach. W celu analizy tego problemu wybrano dwie kopalnie węgla kamiennego, w których obserwowano, zmiany kierunku i zwrotu wektora przemieszczeń wybranych punktów pomiarowych powierzchni terenu wraz z postępem frontu eksploatacji BW Friedrich Heinrich-Rheinland, pokład Girondelle 5, ściana 537 Pierwszą analizę przeprowadzono dla kopalni Friedrich Heinrich-Rheinland. Kopalnia prowadziła eksploatację w pokładzie Girondelle 5 ścianą 537 leżącą na głębokości 925m i średniej miąższości g=2,8m. Długość wyeksploatowanej ściany wynosiła 430m, a wybieg 2003m. Promień Tabela 1: Charakterystyka ścian w rejonie eksploatacji [3] Table 1. Characteristics of longwalls in the exploitation area [3] Nr ściany Rok rozpoczęcia eksploatacji Data zakończenia eksploatacji Miąższość, m zasięgu wpływów głównych wyniósł r= 646m. W pokładzie Girondelle 5 w rejonie ściany 537 prowadzono w okresie od 1988 do 1997 eksploatację 8 ścian, zarówno z systemem podsadzkowym, jak i zawałem stropu. Przedstawioną sytuację górniczą wraz z parametrami przeprowadzonych eksploatacji przedstawia tabela 1. Po zakończeniu prac w ścianie 537, przeprowadzono w kwietniu 2000 roku eksploatację ściany sąsiedniej 538 (g=2.6m, długość 429m i wybieg 943m). Jej bieg zakończono w 2001 roku. Powyżej eksploatowanego pokładu Girondelle 5 prowadzono w latach wcześniejszych (od 1914 do 1973) eksploatację 10 pokładów, gdzie w pięciu pokładach likwidowano pustkę systemem podsadzkowym, natomiast w pozostałych na zawał. Generalnie pokłady charakteryzowały się małą miąższością, średnio 1.2m. Najniżej położony pokład eksploatowany w latach wcześniejszych (Präsident) znajdował się ok. 450m-550m nad poziomem Girondelle 5, a jego eksploatację zakończono 19 lat przed rozpoczęciem eksploatacji ściany 531. Górotwór w rejonie prowadzonej eksploatacji charakteryzuje się różnorodną budową. Nadkład zbudowany jest w kolejności od powierzchni terenu z następujących warstw: warstwy czwartorzędu o miąższości 20m, poniżej warstw trzeciorzędu do głębokości 180m-200m oraz głębiej warstw karbonu. Warstwy czwartorzędu i trzeciorzędu można zaliczyć do warstw o niskich parametrach wytrzymałościowych. Karbon w nadkładzie zasadniczo zbudowany jest z warstw piaskowca i łupku piaszczystego (w ponad 70%) oraz łupku ilastego z przewarstwieniami węgla (poniżej 30%). Ogólnie warstwy karbonu (Ruhrkarbon) o grubości ponad 700m można zaliczyć do warstw o wysokich parametrach wytrzymałościowych (wg Bräuer a [2]: wytrzymałość na ściskanie piaskowca mieści się w przedziale od 30 do 250 MPa, a łupka ilastego od 10 do 70MPa). Na powierzchni terenu kopalnia założyła sieć pomiarową składającą się z rozproszonych punktów geodezyjnych (rys. 2). Pomiary przemieszczeń poziomych i obniżeń prowadzono stosując metodę GPS, która charakteryzuje się dokładnością poniżej 5mm [4]. Pomiar pierwotny przypadł na miesiąc przed uruchomieniem ściany 537, natomiast zakończenie jej biegu nastąpiło po ok. 22 miesiącach. Ostatni pomiar został dokonany niecałe 5 miesięcy po zakończeniu eksploatacji ściany 537. Na rysunku 2 przedstawiono schemat ściany wraz z lokalizacją jego frontu dla kolejnych okresów pomiarowych. W wyniku przeprowadzonych pomiarów otrzymano wartości i rozkład obniżeń (w) i przemieszczeń poziomych (u x, u y ). W dalszej kolejności wybrano punkty pomiarowe: 48, 46, 45, 37, 36, 25, 17, 10, 9-2 znajdujące się w zasięgu wpływów eksploatowanej ściany i umiejscowione w pobliżu jej osi symetrii (rys. 2). Następnie przeliczono wartości przemieszczeń poziomych na kierunek postępu frontu - u(α). Prędkość eksploatacji, m/dzień Długość ściany, m Wybieg ściany, m Sposób likwidacji przestrzeni wybranej Podsadzka Podsadzka Podsadzka Podsadzka Zawał Zawał Zawał Zawał

110 108 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 Rys. 2. Schemat postępów ściany 537 wraz z punktami pomiarowymi [5] Fig. 2. Longwall panel excavation no. 537 with surface measurement points [5] Na rysunku 3 przedstawiono zmiany przemieszczeń poziomych u(α) i obniżeń w wraz z postępem frontu ścianowego. Jak widać na rysunku, punkty przemieszczały się wraz z postępem frontu eksploatacji. Każdy symbol na krzywych oznacza lokalizację punktu w górotworze dla konkretnego etapu pomiaru. W dolnej części wykresu przedstawiono linię oznaczającą ścianę 537 podaną w skali 1:1000. Symbole na linii ściany 537 oznaczają położenie frontu ściany w chwili pomiaru. Eksploatacja postępowała z zachodu na wschód (rys. 2). Dla przedstawionego przebiegu zmian u(α) i w, w punktach pomiarowych można przeprowadzić dopasowanie, otrzymując następujące równania zależności przemieszczenia poziomego u(α) i obniżenia w (tabela 2). Otrzymane wyniki pomiarów są pod względem jakościowym zgodne z obserwacjami dokonanymi przez Awierszyna (rys.1). Punkty 46, 45 znajdujące się poza obrysem pola eksploatacji w miarę oddalania się od nich czoła ściany przemieszczają się po liniach względnie prostych nachylonych Rys. 3. Zmiany wektorów przemieszczeń wzdłuż przekroju pionowego dla różnych etapów eksploatacji ściany 537 Fig. 3. Vector displacement path for different longwall panel 537 stages

111 Nr 11 PRZEGLĄD GÓRNICZY 109 Tablica 2. Wzory zależności u(α) od w dla punktów pomiarowych. Table 2. Relationship between u(α) and w for measurement points Położenie punktu względem eksploatowanej ściany Punkty 46 i 45 poza obrysem parceli eksploatowanej ściany Punkt 37 wewnątrz obrysu parceli eksploatowanej ściany Punkty 36, 26, 17 wewnątrz obrysu parceli eksploatowanej ściany Punkt 10 wewnątrz obrysu parceli eksploatowanej ściany 10 Punkt 9-2 poza obrysem parceli eksploatowanej ściany Wzór dopasowania u(α) = 1.71w dla R 2 = 0,94 u(α) = 0.001w w dla R 2 = 0,99 u(α) = 0.001w w dla R 2 = 0,95 u(α) = 0.002w w dla R 2 = 0,98 u(α) = 1.24w dla R 2 = 0,90 w kierunku przestrzeni wybranej, co obrazuje część III na rys.1. Punkty 36, 26, 17 znajdujące się nad eksploatowanym polem ulegają przemieszczeniu po trajektoriach zbliżonych do paraboli (z niedużym odcinkiem prostej) i jakościowo ich zachowanie zgodne jest z opisem podanym przez Awierszyna. Początkowo punkty pomiarowe 36, 26, 17 znajdujące się nad wybieraną parcelą przed czołem ściany przemieszczają się przeciwnie do kierunku postępu czoła ściany (część I na rys.1), a następnie, w sytuacji gdy czoło ściany znajduje się bezpośrednio pod danym punktem ulegają stosunkowo niewielkim obniżeniom (część II na rys.1). Po przejściu czoła ściany pod danym punktem on nadal osiada i dopiero gdy czoło ściany znajdzie się w pewnej odległości od rozpatrywanego punktu, ten punkt zaczyna się przemieszczać zgodnie z kierunkiem postępu czoła ściany (część III na rys.1). Ten opis wskazuje, że reakcja punktu na przemieszczające się czoło przodka nie jest natychmiastowa (jak prognozował Awierszyn), lecz przejście do części III trajektorii zachodzi z pewnym opóźnieniem. Dla przykładu, to opóźnienie, czyli przejście do zachowania się według części III trajektorii dla punktu 36 wynosi około 100m (odległość pomiędzy punktem a frontem ściany), dla punktu 25 ponad 180m, natomiast punktu 17 - blisko 190m. Można domniemywać, że to zachowanie jest spowodowane dużą głębokością eksploatacji oraz właściwościami nadkładu, który w znacznej części zbudowany jest z mocnych i wytrzymałych skał. Znajdujące się nad wyrobiskiem eksploatacyjnym warstwy skalne o dużej wytrzymałości załamują się w większej odległości od czoła ściany aniżeli warstwy skalne o niskiej wytrzymałości, a dodatkowo załamanie to przebiega sukcesywnie i z pewnym opóźnieniem. W odróżnieniu od prognozy Awierszyna (rys.1) trajektorie punktów 36, 26, 17 (rys.3) praktycznie nie mają części IV. Według Awierszyna w części IV następuje obniżenie punktu po oddaleniu się ściany na odległość, przy której wpływ ściany jest znikomy, czyli bliską promieniowi zasięgu wpływów głównych r lub większą. Tymczasem wszystkie trzy punkty pomiarowe 36, 26, 17, kiedy front ściany dochodził do końca eksploatowanej ściany, znajdowały się w odległości większej (punkt 17) lub znacznie większej od promienia zasięgu wpływów głównych r (punkty 36, 26). Praktyczny brak części IV trajektorii punktów 36, 26, 17 wynika z istnienia nad wyrobiskiem eksploatacyjnym warstw skalnych o dużej wytrzymałości. Punkt 10 znajduje się blisko końca wybiegu ściany - około 160 m, czyli 0.25r. Z tego powodu w tym punkcie nie wystąpiły pełne przemieszczenia i trajektoria ruchu tego punktu składa się tylko z części I i II części pełnej trajektorii. W dalszej kolejności przeprowadzono analizę przemieszczeń poszczególnych punktów pomiarowych w zależności od postępu frontu. Wyniki te przedstawiono na wykresach obniżeń i przemieszczeń poziomych (rys. 4-7) oraz w tabeli 3. Rys. 4. Zmiany obniżeń i przemieszczeń poziomych punktów 48 (a) i 46 (b) znajdujących się poza wybieraną parcelą wraz z oddalaniem się frontu ścianowego od tych punktów Fig. 4. Changes of subsidence and horizontal displacements for points: 48 (a) and 46 (b) located outside longwall panel along with advancing face

112 110 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 Rys. 5. Zmiany obniżeń i przemieszczeń poziomych punktów 45 (a) i 37 (b) wraz z postępem frontu Fig. 5. Changes of subsidence and horizontal displacements for points: 45 (a) and 37 (b) along with face run Rys. 6. Zmiany obniżeń i przemieszczeń poziomych punktów 36 (a) i 25 (b) wraz z postępem frontu Fig. 6. Changes of subsidence and horizontal displacements for points: 36 (a) and 25 (b) along with face run Rys. 7. Zmiany obniżeń i przemieszczeń poziomych punktów 17 (a) i 10 (b) wraz z postępem frontu Fig. 7. Changes of subsidence and horizontal displacements for points: 17 (a) and 10 (b) along with face run

113 Nr 11 PRZEGLĄD GÓRNICZY 111 Tablica 3. Maksymalne i minimalne wartości obniżenia i przemieszczenia poziomego pomierzone dla wybranych punktów pomiarowych Table 3. Maximum and minimum subsidence and horizontal displacements for selected points Punkt pomiarowy Obniżenie maksymalne w, mm Przemieszczenie poziome minimalne u(α)min, mm Lokalizacja wartości minimalnej względem frontu ściany, m Przemieszczenie poziome maksymalne u(α)max, mm Pkt Pkt Pkt Pkt Pkt Pkt Pkt Pkt Z przedstawionych wykresów oraz tabeli 3 wynika, że: przemieszczenia poziome punktów 48, 46, 45 znajdujących się poza obrysem eksploatowanej parceli w miarę oddalania się frontu ścianowego od tych punktów wzrastają do wartości maksymalnej zgodnie z funkcją gdzie: d odległość punktu od początkowej krawędzi eksploatowanej parceli (rozcinki ścianowej), f (1) współczynnik, dla przedstawionej kopalni wynosi f= 1.8. przemieszczenia poziome punktów znajdujących się wewnątrz obrysu parceli eksploatowanej ściany tj. 37, 36, 25, 17, 10 mają wartości minimalne (ujemne) i maksymalne (dodatnie). Wartość minimalna zależy od położenia punktu względem rozcinki ścianowej (d). Wraz ze wzrostem odległości d wzrasta wartość minimalnych przemieszczeń poziomych u(α) min, a maleje wartość maksymalnych przemieszczeń poziomych u(α) max. Minimalne przemieszczenia poziome występują nie na froncie ściany, lecz są przesunięte w kierunku calizny (tabela 3). Z dalszym wzrostem odległości punktu od frontu ściany przemieszczenia poziome rosną i w pewnej odległości punktu pomiarowego od frontu ściany, przechodzą w przemieszczenia poziome dodatnie i przy pełnym wybraniu osiągają wartości maksymalne. Odległość, przy której przemieszczenia poziome mają wartość zero dla rozpatrywanych punktów wynoszą: dla punktu 37 82m, dla punktu m, dla punktu m, punktu m. warstw piaskowca z przewarstwieniami łupka piaszczystego. Warstwy piaskowca i łupka piaszczystego można zaliczyć do warstw o wysokich parametrach wytrzymałościowych, co spowodowało, że eksploatacja ściany 698 wywołała zaledwie 50% prognozowanych przemieszczeń terenu. Nad pokładem O/N znajduje się 90-metrowa warstwa mocnego piaskowca, który najprawdopodobniej nie uległ znacznemu zniszczeniu przy eksploatacji ściany 698. Na powierzchni kopalnia przeprowadziła pomiary przemieszczeń poziomych oraz obniżeń w punktach rozproszonych (rys. 8) BW Prosper Haniel, pokład O/N, ściany 698 i 697 Kolejnym analizowanym przykładem jest kopalnia Prosper Haniel. Kopalnia w roku 1999 przeprowadziła eksploatację ściany nr 698 w pokładzie O/N, leżącym na średniej głębokości 960m. Długość wyeksploatowanej ściany wynosiła 270m, wybieg 970m, a jej wysokość zmieniała się od 3,6m do 4,3m. Rejon ten był słabo zaburzony poprzednimi eksploatacjami, jedynie w pokładzie R znajdującym się ok. 110m nad pokładem O/N znajdują się stare zroby, natomiast w ich bezpośrednim sąsiedztwie wyeksploatowano dwie ściany 682 i 683 w pokładzie P1, co pokazano szczegółowo w pracy [6]. Nadkład zbudowany jest w kolejności od powierzchni terenu z warstw czwartorzędu o miąższości 60m, następnie warstw kredowych sięgających do głębokości 350m. Poniżej znajdują się warstwy karbonu zbudowane głównie z grubych i mocnych Rys. 8. Schemat postępów ścian 698 i 697 wraz z punktami pomiarowymi [6] Fig. 8. Longwall panels excavation no. 698 and 697 with surface measurement points [6] W pierwszej części pracy przeprowadzono analizę zmian wartości przemieszczeń poziomych u(α) i obniżenia w jedynie nad postępującym frontem ściany 698. Do tego celu wybrano następujące punkty: 2, 6, 14, 27, 39. Znajdują się one w bliskiej odległości od osi ściany 698. Dodatkowo uwzględniono w analizie punkt 47 z uwagi na jego położenie. Na rysunku 9 przedstawiono zmiany przemieszczeń poziomych u(α) i obniżeń w wraz z postępem frontu ścianowego.

114 112 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 Rys. 9. Zmiany wektorów przemieszczeń wzdłuż przekroju pionowego dla różnych etapów eksploatacji ściany 698 Fig. 9. Vector displacement path for different longwall panel no. 698 stages Rysunek 9 pokazuje przemieszczenia punktów pomiarowych wraz z postępem frontu eksploatacji. Każdy symbol na krzywych oznacza lokalizację punktu w górotworze dla konkretnego etapu pomiaru. W dolnej części wykresu przedstawiono linię oznaczającą ścianę 698 podaną w skali 1:1000, a symbole na linii ściany 698 oznaczają pozycję frontu ściany w chwili pomiaru. Eksploatacja postępowała z północy na południe. Dla przedstawionego przebiegu zmian u(α) i w, w punktach pomiarowych przeprowadzono dopasowanie, otrzymując następujące równania zależności przemieszczenia poziomego u(α) i obniżenia w (tabela 4). Otrzymane wyniki pomiarów są pod względem jakościowym zgodne z obserwacjami dokonanymi przez Awierszyna (rys. 1). Punkt 2 znajdujący się poza obrysem pola eksploatacji w miarę oddalania się od nich czoła ściany przemieszcza się po linii względnie prostej nachylonej w kierunku przestrzeni wybranej, co obrazuje część III na rys.1. Punkty 6, 14, 27, 39 znajdujące się nad eksploatowanym polem ulegają przemieszczeniu po trajektoriach zbliżonych do paraboli i jakościowo ich zachowanie zgodne jest z opisem podanym przez Awierszyna. W pierwszej fazie punkty pomiarowe 6, 14, 27, 39 znajdujące się nad wybieraną parcelą przed czołem ściany przemieszczają się przeciwnie do kierunku postępu czoła ściany (część I na rys.1). Gdy czoło ściany przechodzi pod danym punktem pomiarowym i zaczyna się od niego oddalać na trajektorii przemieszczeń punktów pomiarowych 6 i 14, nie można wyznaczyć części II (rys.1) i od razu ujawnia się część III trajektorii. Punkt 27 ma trajektorię składającą się z trzech części I, II i III, natomiast punkt pomiarowy 39 tylko z dwóch części I i II (rys.1). Na trajektorii żadnego z analizowanych punktów pomiarowych znajdujących się wewnątrz obrysu eksploatowanej ściany (tj. 6, 14, 27, 39) nie można wyznaczyć części IV. Takie przebiegi trajektorii tych punktów są najprawdopodobniej spowodowane budową geologiczną nadkładu, który składa się z mocnych i wytrzymałych warstw skalnych, dużą głębokością eksploatacji oraz faktem, że nad pokładem O/N znajduje się 90-metrowa warstwa mocnego piaskowca. Ponadto trzeba zwrócić uwagę, że w wybranym rejonie kopalni Prospel-Haniel r wynosi 580m. Natomiast odległość od końcowego położenia frontu ściany dla poszczególnych punktów wynosi: dla punktu 6-1,52r, dla punktu 14-1,26r, dla punktu 27-0,85r, natomiast dla punktu 39-0,46r. W dalszej kolejności przeprowadzono analizę przemieszczeń poszczególnych punktów pomiarowych w zależności od postępu frontu. Wyniki te przedstawiono na wykresach obniżeń i przemieszczeń poziomych (rys ) (wartości zgodne z postępem frontu ściany przyjęto jako dodatnie). Tablica 4. Wzory zależności u(α) od w dla punktów pomiarowych Table 4. Relationship between u(α) and w for measurement points Położenie punktu względem eksploatowanej ściany 2 poza obrysem parceli eksploatowanej ściany 6 wewnątrz obrysu parceli eksploatowanej ściany 14 wewnątrz obrysu parceli eksploatowanej ściany 27 wewnątrz obrysu parceli eksploatowanej ściany 39 wewnątrz obrysu parceli eksploatowanej ściany 47 na obrysie parceli, w narożu eksploatowanej ściany Wzór dopasowania u(α) = 0.56w dla R 2 = 0,40 (słaba korelacja) u(α) = w w dla R 2 = 0,99 u(α) = w w dla R 2 = 0,99 u(α) = w w dla R 2 = 0,99 u(α) = w w dla R 2 = 0,97 u(α) = 0.62w dla R 2 = 0,99

115 Nr 11 PRZEGLĄD GÓRNICZY 113 Rys. 10. Zmiany obniżeń i przemieszczeń poziomych punktu 2 (a) i 6 (b) przy postępującej eksploatacji ściany 698 Fig. 10. Changes of subsidence and horizontal displacements for points: 2 (a) and 6 (b) along with face run no. 698 Rys. 11. Zmiany obniżeń i przemieszczeń poziomych punktu 14 (a) i 27 (b) przy postępującej eksploatacji ściany 698 Fig. 11. Changes of subsidence and horizontal displacements for points: 14 (a) and 27 (b) along with face run no. 698 Rys. 12. Zmiany obniżeń i przemieszczeń poziomych punktu 39 (a) i 47 (b) przy postępującej eksploatacji ściany 698 Fig. 12. Changes of subsidence and horizontal displacements for points: 39 (a) and 47 (b) along with face run no. 698

116 114 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 Tablica 5. Maksymalne i minimalne wartości obniżenia i przemieszczenia poziomego pomierzone dla wybranych punktów pomiarowych Table 5. Maximum and minimum subsidence and horizontal displacements for selected points Punkt pomiarowy Obniżenie maksymalne w, mm Przemieszczenie poziome minimalne u(α)min, mm Lokalizacja wartości minimalnej względem frontu ściany, m Przemieszczenie poziome maksymalne u(α)max, mm Pkt Pkt Pkt Pkt Pkt Z przedstawionych wykresów oraz tabeli 5 wynika, że: Przemieszczenia poziome punktu 2 znajdującego się poza obrysem eksploatowanej parceli w miarę oddalania się frontu ścianowego od tego punktu wzrastają nieliniowo do wartości maksymalnej 65mm. Przemieszczenia poziome punktów znajdujących się wewnątrz obrysu parceli eksploatowanej ściany tj. 6, 14, 27, 39 posiadają wartości minimalne (ujemne) i maksymalne (dodatnie). Wartość minimalna zależy od położenia punktu względem początku parceli eksploatacyjnej d. Wraz ze wzrostem odległości d wzrasta wartość minimalnych przemieszczeń poziomych u(α) min. Minimalne przemieszczenia poziome występują nie na linii frontu ściany, lecz są przesunięte w kierunku calizny (tabela 4). Z dalszym wzrostem odległości punktu od frontu ściany przemieszczenia poziome rosną i w pewnej odległości punktu pomiarowego od frontu ściany, przechodzą one w przemieszczenia poziome dodatnie i przy pełnym wybraniu osiągają wartości maksymalne. Przemieszczenie poziome punktu narożnego 47 jest inne niż opisywanych powyżej punktów pomiarowych. W miarę postępu frontu eksploatacyjnego przemieszczenia poziome nieliniowo maleją aż do osiągnięcia wartości minimalnej wynoszącej u(α) min = -215mm. W kolejnym etapie przeprowadzono analizę zachowania się punktów pomiarowych w sytuacji wyeksploatowania dwóch ścian 698 i 697 w pokładzie O/N (rys. 13). Ściana 697 charakteryzuje się długością 260m, wybiegiem 950m i wysokością od 3,8m do 4,0m. Na rysunku 13 przedstawiono zmiany przemieszczeń poziomych u(α) i obniżeń w wraz z postępem frontu ścian 698 i 697 dla wybranych dwóch punktów pomiarowych 7n i 29. Punkty te wybrano z uwagi na bliskie położenie w stosunku do wspólnej krawędzi ścian 698 i 697. Przedstawiona analiza daje możliwość obserwacji zachowania się wybranych punktów przy eksploatacji dwóch równoległych ścian i analizy wpływu zruszenia górotworu na wartości przemieszczeń punktów. Na rysunku 13, symbole na krzywych oznaczają lokalizację punktu w górotworze dla konkretnego etapu pomiaru, natomiast w dolnej części wykresu przedstawiono schematycznie linie oznaczające ściany 698 (pomiary od 0 do 15) i 697 (pomiary od 19 do 41) podane w skali 1:1000. Eksploatacja ściany 697 postępowała również z północy na południe. Dla przebiegu poszczególnych punktów pomiarowych (rys. 13) przeprowadzono dopasowanie, otrzymując zależności przemieszczenia poziomego u(α) i obniżenia w (tabela 6). Przedstawione wyniki (rys. 14) wykazały znaczny wzrost wskaźników deformacji powierzchni terenu (przemieszczeń poziomych i obniżeń) dla eksploatacji ściany 697 w porównaniu do pomierzonych wcześniej przemieszczeń wywołanych jedynie eksploatacją 698. Różnica ta jest spowodowana zwiększeniem wielkości powierzchni wyeksploatowanej, co spowodowało wzrost stanu naprężenia i odkształcenia w stropie pokładu O/N, a w konsekwencji doprowadziło do przekroczenia wytrzymałości mocnych pakietów skał stropowych i ich zniszczenia. Rys. 13. Zmiany wektorów przemieszczeń wzdłuż przekroju pionowego dla różnych etapów eksploatacji ścian 698 i 697 Fig. 13. Vector displacement path for different longwall panels no. 698 and 697 stages

117 Nr 11 PRZEGLĄD GÓRNICZY 115 Tablica 6. Wzory zależności u(α) od w dla punktów pomiarowych Table 6. Relationship between u(α) and w for measurement points Położenie punktu względem eksploatowanej ściany 7 wewnątrz obrysu parceli eksploatowanej ściany 29 wewnątrz obrysu parceli eksploatowanej ściany Dla eksploatacji ścianą 698 Dla eksploatacji ścianą 697 u(α) = 0.002w 2 0,46w dla R 2 = 0.75 u(α) = 0,54w dla R 2 = 0.96 u(α) = w 2 0,14w dla R 2 = 0.99 u(α) = w 2 0,69w dla R 2 = 0.83 Zmiany wartości przemieszczeń poziomych i obniżeń w zależności od postępu frontu dla punktów: 7 i 29 wywołanych eksploatacją ściany 698, następnie 697 oraz sumarycznych przedstawiono na rysunkach 13, 14, 15. Różnice w pomierzonych wartościach przemieszczeń poziomych oraz obniżeń dla różnych etapów eksploatacji ściany 698, a następnie 697 są znaczne. Maksymalne wartości przemieszczenia poziomego (moduł tej wartości) dla punktu 7 przy eksploatacji jedynie ściany 698 wynosi zaledwie 11% wartości maksymalnej przy eksploatacji sumarycznej 698 i 697. Natomiast obniżenia wynoszą 13%. Dla punktu 29 zmiany te są następujące: dla przemieszczeń poziomych wywołanych ścianą 698 wynoszą one 24% wartości końcowych przy eksploatacji ścian 698 i 697, natomiast obniżenia wy- Rys. 14. Zmiany obniżeń i przemieszczeń poziomych punktu 7 przy postępującej eksploatacji ściany 698, 697 i sumarycznej eksploatacji Fig. 14. Changes of subsidence and horizontal displacements for point 7 along with faces run no. 698 and 697 Rys. 15. Zmiany obniżeń i przemieszczeń poziomych punktu 29 przy postępującej eksploatacji ściany 698, 697 i sumarycznej eksploatacji Fig. 15. Changes of subsidence and horizontal displacements for point 29 along with faces run no. 698 and 697

118 116 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 noszą 25%. Dla eksploatacji jedynie ściany 698 maksymalna pomierzona wartość przemieszczenia w punkcie 29 występuje, gdy ściana oddali się od punktu na odległość 110m. 3. Podsumowanie Awierszyn [1] analizował przemieszczenia wybranych punktów powierzchni wraz z postępem frontu eksploatacji, prowadzonej na stosunkowo niedużych głębokościach przy nadkładzie nad eksploatowanym pokładem charakteryzującym się niskimi i średnimi parametrami wytrzymałościowymi. W wyniku tych prac uzyskał typową trajektorię przemieszczeń punktu pomiarowego nad wybieraną ścianą w postaci przedstawionej na rys.1. W pracy postawiono pytanie: czy podobne zmiany przemieszczeń powierzchni podczas rozwoju eksploatacji zachodzą, gdy eksploatowany pokład znajduje się na większej głębokości, a w nadkładzie zalegają warstwy skalne o średnich i wyższych parametrach wytrzymałościowych. W celu odpowiedzi na pytanie dokonano analizy przemieszczeń w wybranych dwóch głębokich kopalniach podczas prowadzenia eksploatacji ścianowej. Z przeprowadzonej analizy wynikają następujące wnioski ogólne: Punkty powierzchni terenu znajdujące się poza obrysem eksploatacji i gdy od nich front ścianowy się oddala, przemieszczają się w kierunku przestrzeni wybranej, zgodnie z przebiegiem części III trajektorii pokazanej na na rys.1. Przemieszczenia poziome punktów znajdujących się poza obrysem eksploatowanej parceli w miarę oddalania się frontu ścianowego od tych punktów nieliniowo wzrastają od zera do wartości maksymalnej. Punkty powierzchni terenu znajdujące się poza obrysem eksploatacji i gdy do nich front ścianowy się przybliża, przemieszczają się w kierunku przestrzeni wybranej, zgodnie z przebiegiem części I trajektorii pokazanej na rys.1. Punkty powierzchni terenu znajdujące się nad eksploatowanym polem ulegają przemieszczeniu po trajektoriach zbliżonych do paraboli (z niedużym odcinkiem prostej) i jakościowo ich zachowanie zgodne jest z opisem podanym przez Awierszyna dotyczącym części I, II, III. Natomiast w odróżnieniu od prognozy Awierszyna (rys.1) trajektorie tych punktów praktycznie nie mają części IV. Punkty powierzchni terenu znajdujące się nad wybieraną parcelą przed czołem ściany w pierwszym okresie przemieszczają się przeciwnie do kierunku postępu czoła ściany (część I na rys.1), a następnie, gdy czoło ściany znajduje się bezpośrednio pod danym punktem, ulegają obniżeniom (część II na rys.1). Po przejściu czoła ściany pod danym punktem on nadal osiada i dopiero gdy czoło ściany znajdzie się w pewnej odległości od rozpatrywanego punktu, ten punkt zaczyna się przemieszczać zgodnie z kierunkiem postępu czoła ściany (część III na rys.1). Zatem reakcja punktu na przemieszczające się czoło przodka nie jest natychmiastowa, jak przewidywał Awierszyn, lecz przejście do części III trajektorii zachodzi z pewnym opóźnieniem, wynoszącym od kilku metrów nawet do 200m. To zachowanie jest spowodowane dużą głębokością eksploatacji oraz budową nadkładu, który w znacznej części składa się z mocnych i wytrzymałych skał. Przemieszczenia poziome punktów znajdujących się wewnątrz obrysu parceli nad eksploatowaną ścianą posiadają wartości minimalne (ujemne) i maksymalne (dodatnie). Wartość minimalna zależy od położenia punktu względem początku parceli eksploatacyjnej d. Wraz ze wzrostem odległości d wzrasta wartość minimalnych przemieszczeń poziomych u(α) min. Minimalne przemieszczenia poziome występują nie na froncie ściany, lecz są przesunięte w kierunku calizny. To przesunięcie może wynosić od kilkunastu, nawet do ponad 100m. Z dalszym wzrostem odległości punktu od frontu ściany przemieszczenia poziome rosną i w pewnej odległości punktu pomiarowego od frontu ściany, przechodzą w przemieszczenia poziome dodatnie i przy pełnym wybraniu osiągają wartości maksymalne. Projekt został sfinansowany ze środków Narodowego Centrum Nauki przyznanych na podstawie decyzji Nr. DEC 2011/01/D/ST8/07280 Literatura 1. Awierszyn S.G.: Sdwiżenije gornych parod pri podziemnych razrabotkach, Ugletiechizdat, Moskwa Bräuner G.: Gebirgsdruck und Gebirgsschläge. Verlag Glückauf, Essen Hegemann M.: Ein Betrag zur Vorasuberechnung horizontaler Bodenbewegungen im Steinkohlenbergbau. Dissertation Heft Institutes für Markscheidewesen und Geodäsie an der Technischen Universität Bdergakademie Freiberg. Verlag Glückauf GmbH Essen Sroka A.: Pomiary przemieszczeń punktów powierzchni z zastosowaniem techniki satelitarnej GPS przy eksploatacji ściany zwrotnej. Materiały Szkoły Eksploatacji Podziemnej 2000, IGSMiE PAN Kraków, s , lutego 2010, Szczyrk Tajduś K.: Analysis of horizontal displacements measured over the mining operations in longwall No. 537 at the Girondelle 5 seam of the BW Friedrich Heinrich-Rheinland coal mine. Archives of Mining Sciences (przyjęty do druku). 6. Tajduś K.: Mining-inducted surface horizontal displacement: The case of BW Prosper Haniel mine. Archives of Mining Sciences, 2013, ISSN , Volume 58, nr. 4, pp

119 Nr 11 PRZEGLĄD GÓRNICZY 117 UKD : 67/68.05: Zastosowanie cyfrowej anemometrii obrazowej w badaniach górniczych przyrządów pomiarowych przepływów gazów Application of the Particle Image Velocimetry in the examination of the gas flow mining measuring devices dr Jacek Sobczyk* ) dr hab. Marek Gawor, prof. IMG PAN* ) Treść: Tematyka artykułu jest związana z analizą zaburzeń pól prędkości, jakie wytwarzają wokół siebie anemometry różnych rodzajów. Wstępne prace o charakterze eksperymentalnym wykonano na nowo powstałym w IMG PAN stanowisku pomiarowym do bezinwazyjnych pomiarów pól prędkości. Składa się ono z tunelu aerodynamicznego z obiegiem zamkniętym, skonstruowanego i wykonanego w sposób optymalny do prowadzenia na nim pomiarów z udziałem optycznych metod pomiarowych. Stanowisko wyposażono w zestaw pomiarowy do metody StereoPIV. Do analizy wytypowano dwa anemometry wykonywane w IMG PAN anemometr skrzydełkowy i termoanemometr jednowłóknowy. Przeprowadzone pomiary wykazały obecność stosunkowo silnych zaburzeń przepływu w śladzie głowic oraz nieco słabszych, ale łatwo zauważalnych w pozostałych kierunkach. Zaprezentowane wyniki badań mogą posłużyć do optymalizacji budowy tych urządzeń, jak również do optymalizacji konfiguracji przestrzennych złożonych systemów pomiarowych, budowanych w oparciu o te anemometry. Abstract: The subject of the presented paper is the analysis of flow fields disturbances induced by anemometers of various types. Preliminary experimental work was done on a new experimental stand built in SMRI PAS, dedicated to non-invasive measurements of velocity fields. It is mainly composed of a closed circuit wind tunnel, designed and built especially for the use with various optical measurement methods. The stand comprises also StereoPIV method equipment. Two anemometers built in SMRI PAS were chosen for the analysis vane anemometer and single-wire hot-wire anemometer. The conducted research demonstrated the presence of strong flow disturbances in the wake of both devices and weaker but easily noticeable in the remaining directions. The obtained results, some of which are presented here, may provide an indication for the optimization of the devices as well as for optimization of the spatial configurations of measurement systems built with the use of these anemometers. Słowa kluczowe: tunel aerodynamiczny, cyfrowa anemometria obrazowa, anemometr skrzydełkowy, termoanemometr, zaburzenie pola prędkości Key words: wind tunnel, particle image velocimetry (PIV), vane anemometer, hot-wire anemometer, flow field disturbance 1. Wprowadzenie Ciągłe pomiary parametrów powietrza przepływającego przez wyrobiska są warunkiem koniecznym do prowadzenia prac pod ziemią. Lokalny i globalny monitoring składu i strumienia objętościowego płynącego powietrza służy do optymalizacji pracy sieci wentylacyjnej poprzez obniżanie poziomu zagrożeń gazowych i podnoszenie komfortu pracy górników z jednej strony oraz redukcji kosztów wynikających z nadmiernego przewietrzania niektórych wyrobisk z drugiej. * ) Instytut Mechaniki Górotworu PAN w Krakowie Niezwykle istotne jest prawidłowe działanie systemu monitoringu parametrów atmosfery kopalnianej w sytuacjach awaryjnych, takich jak wydzielenie się znacznych ilości gazów trujących lub/i palnych, zwłaszcza w połączeniu z wyrzutem gazów i skał, wybuchem metanu i pożarem. Modyfikacja rozpływu powietrza w sieci wentylacyjnej, która będzie wykonana na podstawie wskazań tego systemu ma bezpośrednie przełożenie na stan bezpieczeństwa ludzi znajdujących się w rejonie objętym zdarzeniem. Prawidłowe działanie opiera się na założeniu, że prowadzone pomiary są rzetelne i dokładne, a ich wyniki są na bieżąco i właściwie interpretowane. Niestety, powszechnie wiadomo, że z różnych przyczyn założenie to nie zawsze jest spełnione. Co więcej, występująca co roku liczba niebezpiecz-

120 118 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 nych zdarzeń wynikających głównie z aktywności gazowej górotworu, naruszonego eksploatacją górniczą wskazuje, że ciągle mamy niewystarczający poziom wiedzy w tym zakresie. Dlatego w jednostkach naukowych kontynuowane są prace m.in. w zakresie doskonalenia metod i przyrządów pomiarowych przepływu powietrza i gazów. Wysoki poziom zaawansowania technicznego stosowanych przyrządów pomiarowych oraz specyficzne warunki kopalniane wymagają zaangażowania w prace rozwojowe najnowocześniejszych narzędzi badawczych. W 2013 roku w Instytucie Mechaniki Górotworu PAN został zbudowany specjalny tunel aerodynamiczny o unikalnych w skali Europy właściwościach metrologicznych. Wraz z towarzyszącymi mu urządzeniami do optycznych (zdalnych, nie zaburzających) pomiarów przepływów tworzy on stanowisko badawcze, którego możliwości techniczne doskonale predysponują go m.in. do tego typu działań. Stanowisko to ciągle znajduje się w fazie testów, poznawania i dostosowywania, jednak pewne prace badawcze zostały już na nim przeprowadzone. Zaliczają się do nich pomiary zaburzeń pola prędkości w otoczeniu anemometrów. Wiadomo, że urządzenia pomiarowe, a w szczególności anemometry rzadko pracują w idealnych warunkach. Dlatego podczas prac udoskonalających często analizuje się ich zachowanie w sytuacji, gdy napływ powietrza jest w jakimś stopniu zaburzony. Prowadzi to zwykle do modernizacji urządzenia, głównie w zakresie konstrukcji mechanicznej, np. poprzez dodanie elementów kompensujących oraz zmianę oprogramowania analizującego dane pomiarowe. Obok wzorcowania, jest to typowy cel prac badawczych z wykorzystaniem tunelu aerodynamicznego. Wyniki pomiarów są przykładem podejścia w zasadzie odwrotnego. Analizie poddano zaburzenia pól prędkości powodowane poprzez samą obecność czujników anemometrycznych w przepływie. Problem zilustrowano na przykładzie anemometru skrzydełkowego [1] oraz termoanemometru stałotemperaturowego wykonanych w IMG PAN. Zagadnienie to pomijane we współczesnej literaturze, wobec dostępności takich technik pomiarowych, jak np. cyfrowa anemometria obrazowa (ang. Particle Image Velocimetry PIV), nabiera nowego znaczenia. Analiza zaburzeń pola prędkości płynu wokół czujnika dostarcza bowiem nie tylko przesłanek co do sposobu optymalizacji jego kształtu i sposobu działania, ale również określa strefę bezpośredniego wpływu zaburzenia, które on powoduje. Wiedza ta jest niezbędna np. w sytuacji, gdy chcemy używać kilka czujników tego samego lub różnych typów obok siebie. Ich konfiguracja przestrzenna, włączając w to uchwyty, powinna być przedmiotem ścisłej analizy w celu minimalizacji wzajemnego wpływu, a więc i fałszowania wskazań. 2. Stanowisko badawcze 2.1. Tunel aerodynamiczny Głównym elementem stanowiska badawczego był tunel aerodynamiczny o wymiarach 9,78x4,08x2,34 m (rys. 1) z poziomym, zamkniętym obiegiem powietrza. Został on zaprojektowany [2] i wykonany w sposób umożliwiający prowadzenie badań z wykorzystaniem optycznych technik pomiarowych. Tunel charakteryzuje konstrukcja modułowa, pozwalająca m.in. na łatwe zmiany jego konfiguracji w celu dostosowania do wymogów eksperymentu. Komora pomiarowa tunelu w użytej konfiguracji miała wymiary 0,5x0,5x1,5 m. Podstawowe parametry strumienia powietrza w jej wnętrzu 1 to: prędkość: od 0,1 m/s do 62 m/s, różnica prędkości w przekroju: poniżej 1%, intensywność turbulencji 2 < 0,5%, stabilna i regulowana temperatura i wilgotność względna, ciśnienie statyczne zbliżone do ciśnienia atmosferycznego. Tunel wyposażony był w system pomiarowo-kontrolny, w skład którego wchodziły m.in. czujniki, takie jak: termometry, barometry, manometry, higrometry, rurki Pitota, anemometr Schmidta, termoanemometry i anemometry z falą cieplną. Wskazania czujników były rejestrowane w trybie ciągłym, w sposób umożliwiający łatwą korelację warunków pomiarowych z wynikami prowadzonych eksperymentów Zestaw do pomiarów metodą PIV W skład stanowiska badawczego wchodził również zestaw pomiarowy do metody PIV (rys. 2). Jego zasadnicze elementy to: 1 W rdzeniu potencjalnym, który zajmuje około 80% przekroju komory pomiarowej i jest zlokalizowany w jej centralnej części. 2 Mierzona za pomocą termoanemometru jednowłóknowego oraz metodą 2D PIV i wyrażona jako stosunek odchylenia standardowego do wartości średniej prędkości. Rys. 1. Trójwymiarowa wizualizacja tunelu aerodynamicznego w jednej z możliwych konfiguracji Fig. 1. 3D visualization of one of possible configurations of the wind tunnel

121 Nr 11 PRZEGLĄD GÓRNICZY 119 dwie kamery z matrycami typu scmos o rozdzielczości 5,5 MP, z obiektywami o ogniskowych 50 mm i 180 mm (makro 1:1) oraz pierścieniami dystansowymi, laser impulsowy Nd:YAG o energii impulsu 200 mj przy długości fali 532 nm, wraz z ramieniem optycznym i optyką noża świetlnego, synchronizator, stacja robocza z oprogramowaniem dedykowanym do pomiarów m.in. metodą PIV oraz do analizy i wstępnej wizualizacji wyników pomiarów. Metoda ta polega na precyzyjnym wykonywaniu zdjęć interesującego zjawiska w ściśle określonych odstępach czasu, a następnie na ich analizie korelacyjnej. Zwykle zdjęcia wykonuje się parami, przy czym w czasie jednego pomiaru często rejestruje się dziesiątki, a nawet setki takich par. W przypadku pomiarów w płynach dodaje się do nich znacznik 3, o którym zakłada się, że porusza się tak jak cząsteczki otaczającego go płynu. Dzięki temu wykonane zdjęcia można podzielić na małe obszary, które w wyniku lokalnej analizy korelacyjnej dostarczają informacji o wektorowych polach przemieszczeń. Po odniesieniu każdego przemieszczenia do znanego odstępu czasowego pomiędzy zdjęciami otrzymuje się chwilowe wektorowe pola prędkości. Możliwa jest oczywiście dalsza analiza i wyznaczenie wielkości pochodnych. Rys. 2. Przygotowanie zestawu PIV do pomiarów Fig. 2. Setup of the PIV measurement set 3. Materiał badawczy Do pomiarów wybrano dwa anemometry wykonywane w IMG PAN: anemometr skrzydełkowy µas4 i termoanemometr stałotemperaturowy. Anemometr skrzydełkowy µas4 (rys. 3) jest używany w zakładach górniczych do doraźnych pomiarów w ruchu 4, w tym do wyznaczania średniej prędkości powietrza w przekroju wyrobiska oraz sprawdzania wskazań anemometrów stacjonarnych. Ta czynność o charakterze również serwisowym, jak wspomniano we wstępie, może dawać zafałszowane wyniki ze względu na fakt oddziaływania obu przyrządów na siebie [3]. Charakterystyczne cechy 3 W gazach jest to najczęściej powietrzna zawiesina olejowa, gdzie rozmiary kropel oleju wynoszą ok. 1 mm. 4 Ponadto w celach naukowych pracownicy IMG PAN wykorzystują go do precyzyjnych pomiarów strumienia powietrza w wybranych wyrobiskach. Przeważnie stosują wtedy zestaw kilku anemometrów zamocowanych w jednej płaszczyźnie i pracujących synchronicznie. Ich praca jest kontrolowana w sposób bezprzewodowy przez komputer przenośny. anemometru µas4 z punktu widzenia pomiarów zaburzenia przepływu w jego otoczeniu to: zakres pomiaru prędkości: 0,20 20,00 m/s, minimalna prędkość mierzona: 0,17 ± 0,01 m/s, średnica głowicy pomiarowej: 100 mm, wymiary: 289x60x100 mm. Rys. 3. Anemometr skrzydełkowy μas4 Fig. 3. Vane anemometer μas4 Termoanemometry są urządzeniami wykorzystywanymi przede wszystkim w pracy laboratoryjnej [4]. Ich najważniejszą cechą jest duża szybkość pomiaru, którą często wyraża się w jednostkach częstotliwości, tj. liczbą pomiarów na sekundę. Graniczne wartości tej wielkości zależą od typu anemometru i sposobu jego wykonania, ale w większości przypadków sięgają one kilkunastu, kilkudziesięciu tysięcy Hertzów. Do niedawna w warunkach dołowych wykorzystywane były sporadycznie ze względu na występujące tam zanieczyszczenie powietrza. Wskazania termoanemometrów są wrażliwe na zmiany wilgotności, temperatury i składu mieszanki gazowej. Dłuższa praca w zapylonym powietrzu może trwale zmienić charakterystykę czujnika. Mimo wymienionych niedogodności anemometry te coraz częściej wykorzystuje się w badaniach in situ. Zarówno w wersji jedno- (1V), jak i trójwłóknowej (3V) służą m.in. do weryfikacji wskazań innych urządzeń pomiarowych oraz wyników obliczeń numerycznych. Niewielkie wymiary czujnika oraz możliwość pomiaru wektora prędkości (czujnikiem 3V) w niemal dowolnie wybranym punkcie (np. tuż przy ociosie) rekomendują znaczną niepewność pomiaru 5 tej metody w warunkach dołowych. Do analizy metodą PIV wybrano termoanemometr stałotemperaturowy w wersji 1V (rys. 4). Układ pomiarowy wykorzystujący ten czujnik składa się z kilku elektronicznych elementów o dużych rozmiarach (w porównaniu z czujnikiem), w tym komputera, ale nie wpływają one na przepływ gazu w sąsiedztwie czujnika. Elementem czułym na przepływ był w tym przypadku drut wolframowy o średnicy 8 mm i długości 2 mm, zamocowany na końcach wsporników o średnicy 0,4-0,7 mm i długości 30 mm. Ze względu na dużą dysproporcję w skali wielkości elementów składowych czujnika (średnica drutu : długość wsporników : długość czujnika) skupiono się na zaburzeniu przepływu w sąsiedztwie elementu czynnego czujnika, czyli drutu oporowego. Rys. 4. Czujnik termoanemometryczny jednowłóknowy Fig. 4. Single-wire hot-wire anemometer 5 Jeśli razem z pomiarami prędkości wykonywano pomiary temperatury, wilgotności względnej i/lub składu mieszanki gazowej, to niepewność tę można zmniejszyć post factum, przy jednoczesnej korekcji wskazań termoanemometru.

122 120 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 Rys. 5. Wybrane płaszczyzny pomiarowe Fig. 5. Selected measurement planes 4. Wyniki pomiarów 4.1. Anemometr skrzydełkowy μas4 Analizie poddano głowicę anemometru oraz początkowy fragment uchwytu [1]. Wektorowe pola prędkości wyznaczano w wielu płaszczyznach poziomych (X-Y) i pionowych (X- Z) i dla wielu prędkości napływu. Pozwoliło to zgromadzić ogromną liczbę informacji o przepływie wokół i poprzez anemometr. Tu zostaną zaprezentowane dwa najbardziej charakterystyczne, wzajemnie prostopadłe pola pomiarowe leżące na osi symetrii wirnika (rys. 5.). Na rys. 6 znajdują się chwilowe pola prędkości zmierzone wokół anemometru dla prędkości napływu U = 1 m/s. Wartości współrzędnych zostały unormowane do średnicy anemometru skrzydełkowego d = 100 mm. Wykresy te dają wyobrażenie na temat intensywności zaburzeń przepływu w bezpośrednim otoczeniu analizowanego przyrządu pomiarowego. Informacja o przeszkodzie z obracającym się elementem rozchodzi się nie tylko daleko w śladzie anemometru, ale również w nieco mniejszym zakresie w kierunku przeciwnym. Widać ponadto, że duży przyczynek do zaburzenia przepływu wprowadza uchwyt anemometru. Poprzez lokalne wyhamowanie napływu oraz strefę recyrkulacji w śladzie obecność uchwytu wpływa na pracę wirnika, co musi być kompensowane podczas wzorcowania anemometru. Łatwo przewidzieć, że trzymanie takiego urządzenia w dłoni, zwłaszcza zbyt blisko głowicy pomiarowej może, poprzez wprowadzenia dodatkowego zaburzenia przepływu w jej sąsiedztwie, wpływać na wskazania anemometru. Dlatego podczas pomiarów wymagających dużej precyzji należy stosować specjalne wysięgniki, które minimalizują wspomniany efekt. Pełniejszy obraz zaburzenia wywołanego umieszczeniem mas4 w przepływie powietrza otrzymać można poprzez uśrednienie informacji o chwilowych polach prędkości z wielu pomiarów oraz wyrażenie ich zmienności za pomocą np. odchylenia standardowego (rys. 7). Należy dodać, że przygotowując wykresy z rys. 6 i 7, usunięto wiele szczegółów, aby zachować czytelność przy reprodukcji w pomniejszeniu. Pełna informacja to ok wektorów na każdym wykresie. Dlatego pomiary metodą PIV dają niespotykaną dotychczas możliwość wnikliwej analizy pól prędkości zarówno w dziedzinie czasu, jak i przestrzeni. Wykresy w płaszczyźnie X-Y wskazują na symetrię przepływu w tej płaszczyźnie 6. Nie jest to zaskoczeniem, ponieważ podczas wykonywania tych pomiarów nóż świetlny przecinał (idąc od środka): czaszę, ruchome łopatki wirnika i obudowę głowicy pomiarowej wszystkie elementy są symetryczne w tym przekroju. Na górnym wykresie z rys. 7 widać jak średnio spowalnia przepływ obecność każdego z wymienionych składników głowicy anemometru. Wykres dolny niesie informacje o zmienności przepływu w czasie, a więc o dynamice zaburzenia. Po stronie napływu widać dwa obszary stosunkowo intensywnych zaburzeń związanych z niestacjonarnym opływem przeszkody z ruchomym elementem. Po stronie cienia aerodynamicznego najintensywniejsze zaburzenia wytwarzają się przy krawędziach czaszy, w strefie zmiany kształtu łopatek wirnika. Potencjalna optymalizacja budowy głowicy mogłaby dotyczyć właśnie tego obszaru. 6 Niewielka asymetryczna komponenta wynika z małego odchylenia osi wirnika od osi tunelu aerodynamicznego. Celem badań było poznanie zaburzenia pola prędkości wokół przyrządu pomiarowego w sytuacji rzeczywistej, a nie zarejestrowanie idealnie symetrycznego opływu. Rys. 6. Chwilowe pola prędkości zmierzone wokół anemometru skrzydełkowego dla prędkości napływu U = 1 m/s Fig. 6. Transient velocity fields measured in the vicinity of the vane anemometer for the velocity of inflow U = 1 m/s

123 Nr 11 PRZEGLĄD GÓRNICZY 121 Rys. 7. Uśrednione pola prędkości (na górze) oraz ich odchylenia standardowe (na dole) dla prędkości napływu U = 1 m/s Fig. 7. Mean velocity fields (up) and their standard deviations (down) for the velocity of inflow U = 1 m/s W płaszczyźnie X-Z widać większą złożoność pola prędkości. Wynika to z faktu, że nóż optyczny przecinał tu wszystkie elementy składowe anemometru (idąc od góry): obudowę głowicy, wspornik, czaszę, ruchome łopatki wirnika, obudowę głowicy, uchwyt. Symetrię przepływu w tej płaszczyźnie zaburza nie tylko wspornik mocujący wirnik do obudowy głowicy, ale przede wszystkim uchwyt anemometru. Jego znaczne rozmiary poprzeczne względem analizowanego przekroju powodują silne wyhamowanie przepływu, aż do wytworzenia się obszaru niestacjonarnej cyrkulacji wstecznej włącznie. Powstały wir przyciąga strumień powietrza wypływający z wirnika i odchyla jego początkową trajektorię (na rys. 7 w dół). Zmienność czasowa przepływu jest największa w pasie oddziaływania tych dwóch struktur. Po stronie napływu widocznych jest kilka stref o podwyższonej zmienności. Najodleglejsza dotyczy opływu całego anemometru. Zaczyna się tuż powyżej górnej krawędzi obudowy głowicy i odsuwa się wstecz w miarę posuwania się w kierunku (niewidocznego) drugiego końca uchwytu. Przy dolnej krawędzi obudowy jej odległość wynosi ok. 150 mm. Tutaj optymalizacja mogłaby wiązać się na przykład ze zmniejszeniem średnicy uchwytu w bezpośrednim sąsiedztwie głowicy anemometru Termoanemometr Analiza opływu czujnika termoanemometrycznego wymaga niezwykle zaawansowanej aparatury i metodyki badawczej. Wynika to z konieczności analizy mikroskopowej wielkości obiektu umieszczonego w makroskopowym przepływie. W celu precyzyjnego prześledzenia przepływu wokół włókna przy prędkości napływu powyżej 1 m/s konieczne jest wykonywanie zdjęć w odstępach czasu poniżej 10 ms 7. Zastosowane stanowisko badawcze umożliwiało wykonywanie sekwencji par zdjęć z odstępem czasu na poziomie do 7 Co oznacza, że w przypadku rejestracji ciągłej częstotliwość zdjęć byłaby większa niż 100 khz. 0,5 ms. Częstotliwość sekwencji wynosiła typowo 5-15 Hz. Na rys. 8a przedstawiono schematycznie sposób umieszczenia termoanemometru w przepływie i orientację płaszczyzny pomiarowej (X-Z). Zdjęcie z rys. 8b to przykładowe zdjęcie wykonane podczas pomiarów. Zaprezentowany kadr to 2560x2160 pikseli niosących informacje o najbardziej interesującym obszarze wokół włókna oporowego. Pomiary opływu czujnika termoanemometrycznego wykonano dla współczynników nagrzania od R = 1 (włókno zimne) do R = 2 (włókno gorące) oraz dla prędkości napływu od U = 0,07 m/s do U = 1,00 m/s. Na rys. 9 widoczne jest porównanie przykładowych obrazów opływu czujnika dla R = 1,0 i R = 1,8 przy prędkości napływu U = 0,96 m/s. Jest ono reprezentatywne dla całego analizowanego zakresu prędkości z zaznaczeniem, że w miarę obniżania prędkości napływu coraz silniej uwidacznia się obecność konwekcji swobodnej w otoczeniu nagrzanego włókna. Porównanie pół skalarnych składowej U (rys. 9) wskazuje na pewne różnice, wyrażające się przede wszystkim w wielkości cienia aerodynamicznego za włóknem. Obszar cienia ma tu w przybliżeniu kształt trójkąta równoramiennego. Kąt rozwarcia ramion trójkąta (leżących na wybranych izotachach) jest nieznacznie większy w przypadku włókna grzanego, niż zimnego. Ma to prawdopodobnie związek ze zmianą parametrów termodynamicznych gazu, który podgrzał się, przepływając obok włókna. Bezpośrednio za włóknem umieszczonym w przepływie formuje się obszar o istotnie obniżonej prędkości. Podobnie, obszar ten za włóknem grzanym jest większy, niż za zimnym. Częściowego wyjaśnienia tego zjawiska dostarczają wykresy składowej V (rys. 9). Wynika z nich, że włókno grzane stanowi większą przeszkodę dla przepływu, niż włókno zimne. Omywający je gaz jest silniej odpychany w kierunku radialnym (od włókna), niż to ma miejsce w przypadku włókna zimnego. Omówione tu różnice wynoszą od kilku do kilkunastu procent [5]. Ich obecność jest zjawiskiem znanym w literaturze. Jednak zaprezentowany tu na przykładach pełny obraz

124 122 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 Rys. 8. Sposób umieszczenia termoanemometru w przepływie powietrza (pomiary wykonano w płaszczyźnie X-Z): rysunek schematyczny a oraz jedno ze zdjęć wykonanych podczas pomiarów b. Na zdjęciu widoczna jest górna część wsporników stojących jeden za drugim. Niewielki rozbłysk na ich czubku to światło laserowe odbite od włókna Fig. 8. Position of the hot-wire anemometer in the airflow (measurement was conducted in the X-Z plane): chart (a) and one of pictures taken during the measurements. On the picture one can see the upper part of supports standing one behind the other. Small flare visible on their top is the laser light reflected from the wire Rys. 9. Pola skalarne prędkości wokół termoanemometru z włóknem zimnym (R = 0,0; na górze) i grzanym (R = 1,8; na dole) dla prędkości napływu U = 0,96 m/s, zmierzone w płaszczyźnie X-Z. a rozkłady składowej poziomej prędkości U (wzdłuż osi X), b rozkłady składowej pionowej V (wzdłuż osi Z) Fig. 9. Velocity scalar fields in the vicinity of cold wire (R = 0,0; up) and hot wire (R = 1,8; down) for the velocity of inflow U = 0,96 m/s, measured in the X-Z plane. Graphs on the left are distributions of the horizontal coordinate (along X axis), while on the right distributions of the vertical coordinate (along X axis)