INŻYNIERÓW I TECHNIK SZY T S

Transkrypt

1 ISSN X INŻYNIERÓW STOWARZYSZENIE I TECHNIKÓW GÓRNICTWA

2

3 PRZEGLĄD Nr 1 GÓRNICZY 1 założono r. MIESIĘCZNIK STOWARZYSZENIA INŻYNIERÓW I TECHNIKÓW GÓRNICTWA Nr 1 (1106) styczeń 2015 Tom 71 (LXXI) UKD 622.2:622.28:622.86/.88 Analiza wpływu strzemion na parametry pracy złącza ciernego Analysis of stirrups impact on the parameters of friction joint operation Dr hab. inż. Jarosław Brodny, prof. nzw. w Pol. Śl.* ) Treść: Głównym zadaniem strzemion w złączu ciernym, oprócz połączenia konstrukcyjnego, jest zapewnienie odpowiedniej siły docisku współpracujących kształtowników w całym zakresie pracy złącza ciernego. W tym celu w strzemionach wykorzystuje się połączenie gwintowe. Aby spełniło ono swoją funkcję, konieczne jest zapewnienie mu w maksymalnym zakresie pracy osiowego obciążenia. W artykule przedstawiono wyniki badań stanowiskowych, mających na celu wyznaczenie wartości obciążeń, przy których dochodzi do deformacji strzemion i ich elementów. Deformacja ta jest bowiem główną przyczyną nieosiowego obciążenia śrub i kabłąków strzemion, co ma istotny wpływ na parametry pracy złączy ciernych. Zakres badań objął najczęściej obecnie stosowane konstrukcje strzemion oraz nową wzmocnioną wersję strzemienia SDO29. Uzyskane wyniki jednoznacznie dowodzą, że konstrukcja strzemion oraz materiał, z jakiego są wykonane, mają bardzo istotny wpływ na parametry pracy złączy ciernych, co bezpośrednio przekłada się na bezpieczeństwo pracy obudowy. Abstract: The basic function of stirrups in a friction joint, apart from the structure assembly, is to ensure the proper feed force of the mating shapes in the whole cycle of friction joint operation. Thus, the screw joints are used in stirrups. To function properly it must have proper axial load during maximum operation. This paper presents the results of bench tests which were conducted to determine the load values sufficient to demonstrate deformations of stirrups and their components. Such a deformation is the main reason for non-axial load of screws and bows of stirrups which has a significant influence on the parameters of friction joints operation. The scope of the research included the most commonly applied structures of stirrups and a new and reinforced version of SDO29 stirrup. The obtained results prove that the stirrup structure and material it is made of, have a great influence on the parameters of friction joint operation which directly influences the work safety of the lining. Słowa kluczowe: obudowa podatna, złącze cierne, strzemiona Key words: flexible lining, friction joint, stirrups 1. Wprowadzenie Głównym zadaniem strzemion w złączu ciernym, oprócz połączenia konstrukcyjnego, jest zapewnienie odpowiedniej siły docisku między współpracującymi kształtownikami. Siła ta decyduje o parametrach pracy złącza ciernego, a w dalszej kolejności o pracy stojaków ciernych i odrzwi stanowiących podstawowe elementy konstrukcyjne górniczej obudowy podatnej wyrobisk korytarzowych. Strzemiona mają więc bardzo istotny wpływ na parametry pracy tej obudowy. Prawidłowa ich konstrukcja, poprawne wykonanie i montaż mogą w sposób istotny wpłynąć na parametry pracy złączy ciernych oraz bezpieczeństwo pracy w wyrobiskach zabezpieczanych tym typem obudowy. * ) Wydział Górnictwa i Geologii, Instytut Mechanizacji Górnictwa, Gliwice. W ostatnich kilkunastu latach powstało wiele konstrukcji strzemion, z których praktyczne zastosowanie znalazły dwa ogólne ich typy: kabłąkowe i dwujarzmowe [5, 8]. Obecnie najczęściej są stosowane strzemiona dwujarzmowe typu SDO i SD, stanowiące w sumie około 77 % ogólnej liczby nowo montowanych strzemion. W pozostałych przypadkach są stosowane inne rodzaje strzemion, to jest strzemiona kabłąkowe typu SKL oraz KX, w których jarzma są wykonane z żeliwa, oraz strzemiona kabłąkowe typu KXW, w których jarzma są wykonane ze staliwa. W strzemionach tych kabłąki są wykonane ze stali. Na podstawie analizy literatury [4, 5, 7, 8, 11, 12] oraz informacji i opinii uzyskanych od użytkowników obudowy podatnej [2, 3] ustalono, że w czasie eksploatacji strzemion ujawnia się wiele problemów. Głównymi spośród nich są: zbyt duże wartości momentu dokręcenia nakrętek

4 2 śrub powodujące usztywnienie złączy ciernych, zbyt małe wartości momentu dokręcenia nakrętek śrub powodujące brak odpowiedniej nośności i zbyt szybkie zsuwy w złączach, duża odkształcalność kołnierzy strzemion typu SDO, zbyt duża sztywność jarzm dolnych strzemion typu SKL, a także deformacje śrub strzemion będące wynikiem działania złożonych stanów obciążenia. Problemem jest także brak wyników badań porównawczych dla różnych typów strzemion, które są dostępne na rynku. Niestabilna praca złączy ciernych powoduje, iż w wielu przypadkach obudowa podatna wyrobisk korytarzowych nie spełnia swojej funkcji w zakresie zabezpieczenia tych wyrobisk. Jednocześnie w ocenie użytkowników obudowy podatnej wyrobisk korytarzowych strzemiona są zdecydowanie najsłabszym jej ogniwem. Mając na uwadze zadanie, jakie w złączu ciernym pełnią strzemiona oraz problemy związane z ich eksploatacją, w celu oceny ich pracy oraz roli w złączu ciernym przeprowadzono badania stanowiskowe, które swoim zakresem objęły badania jarzm strzemion na zginanie, strzemion na rozciąganie oraz złączy ciernych poddanych osiowemu ściskaniu. Celem badań było wyznaczenie charakterystyk pracy strzemion oraz ich jarzm, a także złączy ciernych i na tej podstawie określenie wartości obciążeń, przy których dochodzi do trwałych odkształceń elementów strzemion lub ich zniszczenia. Założono, że stan deformacji strzemion ma bardzo istotny wpływ na wartość siły, z jaką są dociskane współpracujące w złączu ciernym kształtowniki, co bezpośrednio przekłada się na parametry pracy złącza ciernego. Założenie to potwierdziły uwagi zgłaszane przez użytkowników obudowy, a także wyniki analizy pracy połączenia gwintowego [2, 3, 11, 12]. 2. Badania stanowiskowe jarzm strzemion Rys. 1. Badanie jarzma dolnego strzemienia SDO29 na zginanie: 1 obciążnik przyrządu, 2 badane jarzmo, 3 podstawa przyrządu Fig. 1. Bending test on the yoke of the lower stirrup SDO29: 1 weight of the tool, 2 tested yoke, 3 base of the tool Badania stanowiskowe jarzm strzemion przeprowadzono na maszynie wytrzymałościowej z wykorzystaniem przyrządu, którego widok wraz z zamontowanym jarzmem dolnym strzemienia SDO29 przedstawiono na rysunku 1 [2]. Badania polegały na obciążaniu jarzma (2) siłą działającą symetrycznie względem niego poprzez specjalny obciążnik (1), co jest zgodne z Polską Normą [9]. W trakcie badań rejestrowano wartość siły, z jaką obciążano jarzmo oraz wartość przemieszczenia uchwytu górnego maszyny wytrzymałościowej, która odpowiadała przemieszczeniu kołnierzy jarzma. Badaniom poddano jarzma najczęściej obecnie stosowanych strzemion SDO29 oraz SKL29, a także nowej wzmocnionej konstrukcji jarzma dolnego strzemienia SDO29 (oznaczonej jako SDO29w). Konstrukcja ta jest wynikiem ostatnio prowadzonych przez Autora prac optymalizacyjnych dla najczęściej obecnie stosowanych strzemion typu SDO. Charakteryzuje się ona wzmocnionymi kołnierzami jarzma dolnego poprzez dołożenie bocznych płaskowników (rys. 2b). Celem badań było wyznaczenie charakterystyk pracy zginanych jarzm i na tej podstawie określenie wartości obciążenia przenoszonego przez jarzmo, przy którym dochodzi do jego trwałej deformacji lub zniszczenia. Na rysunku 2 przedstawiono uzyskane charakterystyki pracy badanych jarzm. W tablicy 1 zestawiono wyniki badań strzemion na zginanie. Uwzględniono w niej maksymalną wartość siły przenoszonej przez strzemię P max, maksymalne odkształcenie u max oraz wartość siły P e, przy której rozpoczął się proces trwałej deformacji jarzma. Zakładając symetryczne obciążenie kołnierzy jarzm strzemion wyznaczono także wartość siły Q e, jaką przenosi śruba strzemienia w momencie rozpoczęcia procesu trwałej deformacji jarzma. Tablica 1. Zestawienie parametrów pracy badanych jarzm Table 1. Parameters of operation of the tested yokes Jarzmo dolne strzemienia SDO29 Jarzmo górne strzemienia SDO29 Jarzmo strzemienia SKL29 Jarzmo dolne strzemienia SDO29w P max, kn u max, mm P e, kn Q e, kn 598,2 20,09 417,0 208,5 530,8 21,44 410,0 205,0 490,0 7,18 480,0 240,0 735,4 8,55 600,0 300,0 Analizując uzyskane wyniki, można stwierdzić, że najwyższą wytrzymałość na zginanie posiada jarzmo dolne wzmocnionego strzemienia SDO29w, natomiast najniższą jarzmo strzemienia SKL29 wykonane z żeliwa. Boczne wzmocnienie kołnierzy jarzma dolnego strzemienia SDO29 bardzo korzystnie wpłynęło na wartość przenoszonej przez nie siły w czasie zginania. W stosunku do podstawowej wersji tego jarzma wzrost ten wynosi 22,9 %. Również podwyższeniu w stosunku do jarzma strzemienia SDO29 uległa wartość siły, przy której pojawiły się trwałe odkształcenia w jarzmie SDO29w. Zakładając symetryczne obciążenie jarzm strzemion, można przyjąć, że aby doszło do ich trwałego odkształcenia, na każdy z kołnierzy jarzma strzemienia SDO29w musi działać siła o wartości ok 300 kn. Z punktu widzenia wytrzymałości śrub strzemion (śruby M24, klasy 8.8) wartość tej siły jest bardzo wysoka, co gwarantuje ich osiowe obciążenie [1, 6]. Najniższe obciążenia wywołujące trwałe odkształcenie zanotowano dla jarzm strzemion typu SDO29. Przy obciążeniu wynoszącym około 205 kn na każdy z kołnierzy rozpoczyna się proces trwałej ich deformacji. Niska sztywność tych jarzm powoduje duże ich odkształcenie w zakresie sprężystym, co niekorzystnie wpływa na stan obciążenia śrub tych strzemion. W przypadku jarzma strzemienia SKL zanotowano korzystne parametry pracy. Praktycznie do wartości obciążenia wynoszącego około 240 kn na kołnierz, jarzmo to nie ulegało wyraźnej trwałej deformacji. Niestety żeliwo, z jakiego jest wykonane jarzmo, powodowało że proces zniszczenia nastę-

5 Nr 1 PRZEGLĄD GÓRNICZY 3 Rys. 2. Charakterystyki pracy jarzma dolnego (a) i górnego (b) strzemienia SDO29, jarzma dolnego strzemienia SKL (c) i jarzma dolnego strzemienia SDO29w (d) Fig. 2. Characteristics of operation of the lower (a) and upper (b) yokes of the stirrup SDO29, lower yoke of the stirrup SKL (c) and lower yoke of the stirrup SDO29w (d) pował nagle, bez wyraźnych objawów, co jest zjawiskiem niekorzystnym. Przeprowadzone badania umożliwiły także przeanalizowanie procesu deformacji i zniszczenia zginanych jarzm strzemion. Na rysunku 3 przedstawiono stan deformacji jarzm dolnych strzemienia SDO29 i jego wzmocnionej wersji SDO29w. Stan deformacji kołnierza jarzma dolnego strzemienia SDO29 jest zdecydowanie niekorzystny i w sposób negatywny przekłada się na stan obciążenia śrub strzemienia. Pozytywnie można natomiast ocenić stan deformacji jarzma strzemienia SDO29w, które wykazuje odpowiednią sztywność w zakresie przewidywanych wartości obciążenia śrub strzemienia. Badania poszczególnych elementów strzemion nie uwzględniają wzajemnego ich oddziaływania, jakie ma miejsce w czasie pracy strzemion w złączu ciernym. Stanowią jednak źródło istotnych informacji koniecznych do indywidualnej oceny tych elementów. Z tego też względu badania te należy traktować jako wstępne i porównawcze w stosunku do badań całych strzemion oraz złączy ciernych. Rys. 3. Stan deformacji jarzm dolnych strzemienia SDO29 a; i SDO29w b Fig. 3. Deformation level of lower yokes of the stirrup SDO29 (a) and SDO29w (b)

6 4 3. Badania strzemion na rozciąganie Oprócz badań poszczególnych elementów strzemion, na podstawie których można określić ich parametry wytrzymałościowe, bardzo istotne znaczenia ma badanie całych strzemion, które stwarza możliwość analizy współpracy tych elementów. Badania strzemion przeprowadzono na maszynie wytrzymałościowej z wykorzystaniem specjalistycznego przyrządu umożliwiającego wyznaczenie charakterystyki pracy strzemienia obciążonego siłą rozciągającą [2, 7]. Widok przyrządu wraz z zamontowanym strzemieniem SDO29 przedstawiono na rysunku 4. Rys. 4. Przyrząd do badania strzemion na rozciąganie z zamontowanym strzemieniem SDO29 Fig. 4. Instrument for tension test on stirrups with the mounted stirrup SDO29 Celem badań było wyznaczenie charakterystyk pracy strzemion, określających zmianę wartości siły P przenoszonej przez rozciągane strzemię do momentu jego zniszczenia lub takiego stanu deformacji, który uniemożliwiał dalszą jego pracę w funkcji jego wydłużenia u. Miarą wydłużenia strzemienia było przemieszczenie pionowe tłoka maszyny wytrzymałościowej. Badaniami objęto stosowane obecnie strzemiona typu SDO29, SKL29, KX29 i KX29W, dla których wyznaczone charakterystyki pracy przedstawiono na rysunku 5, a widoki po badaniu na rysunku 6 [2]. W tablicy 2 zestawiono dane badanych strzemion, istotne z punktu widzenia pracy złącza ciernego. Dane te obejmują maksymalną wartości siły przenoszoną przez strzemię P max, maksymalne odkształcenie strzemienia u max, wartości siły P e, przy której rozpoczął się proces trwałej deformacji strzemienia oraz wartość siły Q e, jaką przenosi śruba strzemienia w momencie rozpoczęcia procesu trwałej deformacji jarzma. Badaniom poddano także nową wzmocnioną konstrukcję strzemienia SDO29 (SDO29w), której charakterystykę pracy oraz stan deformacji po badaniu przedstawiono na rysunku 7. Analizując uzyskane wyniki można stwierdzić, że największą siłę wynoszącą 539 kn, spośród obecnie stosowanych strzemion przeniosło strzemię SDO29. Proces jego trwałego odkształcenia rozpoczął się przy wartości siły obciążającej wynoszącej około 280 kn. Zakładając równomierne obciążenie kołnierzy jarzm tego strzemienia, można przyjąć, że przy obciążeniu rozciągającym wynoszącym około 140 kn rozpoczyna się proces jego deformacji. Można więc przyjąć, że dla złącza ciernego ze strzemionami SDO29 wartość wstępnej siły osiowej w śrubie strzemienia nie powinna przekroczyć 140 kn. Powyżej tej wartości, występujące w strzemieniu procesy deformacyjne mogą wywołać niekorzystny stan obciążenia jego śrub. Rys. 5. Charakterystyki pracy strzemion poddanych rozciąganiu Fig. 5. Characteristics of operation of the stirrups put to tension

7 Nr 1 PRZEGLĄD GÓRNICZY 5 Rys. 6. Widoki strzemion po badaniu na rozciąganie Fig. 6. View of stirrups after the tension test Tablica 2. Zestawienie parametrów pracy badanych strzemion Table 2. Parameters of operation of the tested stirrups Typ strzemienia Maksymalne Obciążenie P max, kn Maksymalne wydłużenie u max, mm Obciążenie na granicy trwałej deformacji P e, kn Obciążenie połączenia gwintowego Q e, kn SKL29 429,5 9,8 338,0 169,0 KX29 459,0 9,6 312,0 156,0 KX29W 512,0 17,8 390,0 195,0 SDO29 539,1 29,1 280,4 140,2 SDO29w 621,3 20,4 510,0 255,0 Rys. 7. Charakterystyka pracy strzemienia SDO29w (a) i jego widok po badaniu (b) Fig. 7. Characteristics of operation of the stirrup SDO29w (a) and its view after the test (b)

8 6 Porównywalne do strzemienia SDO29, obciążenie wynoszące 512 kn przeniosło strzemię kabłąkowe KX29W, którego jarzmo dolne wykonane jest ze staliwa. Wartość siły, przy której następuje trwałe odkształcenie elementów tego strzemienia, jest wysoka i wynosi około 390 kn. W strzemionach kabłąkowych typu SKL29 i KX29, których jarzma dolne są wykonane z żeliwa, zanotowano niższe wartości sił, przy których doszło do ich zniszczenia. W strzemionach tych wystąpiły jednak mniejsze odkształcenia, które objęły głównie kabłąki. Proces zniszczenia tych strzemion objął ich jarzma i przebiegał bez wyraźnej ich deformacji. Takie zachowanie strzemienia może doprowadzić do jego nagłego niespodziewanego zniszczenia, co stwarza duże niebezpieczeństwo uszkodzenia obudowy. Uwagi krytyczne można sformułować także do wykonania jarzm tych strzemion. Szczególnie w przypadku jarzm strzemion SKL widać niejednorodności materiałowe w przekroju, w którym uległo ono zniszczeniu. Z punktu widzenia pracy złącza ciernego najkorzystniejszymi parametrami pracy spośród obecnie stosowanych strzemion charakteryzuje się strzemię KX29W, które uległo zniszczeniu przy najwyższym obciążeniu zewnętrznym wynoszącym 621,3 kn. Również proces trwałej deformacji tego strzemienia rozpoczyna się przy wysokich wartościach obciążenia, co stwarza możliwość uzyskania wysokich wartości wstępnych sił osiowych w jego śrubach. Wzmocnione kołnierze jarzma dolnego tego strzemienia ograniczają jego deformację zapewniając osiowe obciążenie śrub praktycznie do wartości ich maksymalnej wytrzymałości (ok. 250 kn). Można więc przyjąć, że strzemię to stwarza bardzo korzystne warunki pracy dla śrub. Na podstawie uzyskanych wyników można stwierdzić, że charakterystyki pracy strzemion oraz proces ich zniszczenia są uzależnione w istotnym stopniu od materiału, z jakiego je wykonano, oraz od ich geometrii. W szczególności świadczy o tym charakterystyka pracy wzmocnionego strzemienia SDO29w. Zwiększenie sztywności kołnierzy poprzez wprowadzenie bocznych wzmocnień znacznie poprawiło parametry jego pracy. W przypadku najczęściej obecnie stosowanych strzemion typu SDO maksymalna wartość obciążenia, przy której doszło do jego zniszczenia, jest wysoka, natomiast przy niższych wartościach obciążenia dochodzi do istotnych z punktu widzenia pracy śrub, deformacji tego strzemienia. W przypadku tego strzemienia korzystnie należy ocenić proces jego niszczenia, który przebiega przy wyraźnej jego deformacji. 4. Wpływ strzemion na parametry pracy złącza ciernego Rzeczywista praca strzemion odbywa się w złączach ciernych, dlatego zasadnym jest ich badanie w czasie pracy złączy. W celu określenia wpływu typu zastosowanych strzemion na parametry pracy złączy ciernych przeprowadzono ich badania stanowiskowe. Badania objęły proste złącza cierne poddane osiowemu ściskaniu zgodnie z Polską Normą [10]. Złącza wykonane były z kształtownika V29, z dwoma strzemionami każdego z badanych typów. Dla każdego z zastosowanych typów strzemion przeprowadzono badania dla pięciu różnych wartości wstępnych sił osiowych w ich śrubach i kabłąkach. W wyniku przeprowadzonych badań wyznaczono przebiegi czasowe wartości siły R przenoszonej przez złącze, przemieszczenia z zsuwającego się kształtownika oraz wartości sił osiowych Q w śrubach strzemion. Na rysunku 8 przedstawiono przykładowe przebiegi czasowe wyznaczonych wielkości dla złącza ciernego ze strzemionami typu SDO29, dla których wstępne wartości sił osiowych w śrubach strzemion wyniosły po 110 kn [2]. Na podstawie wyznaczonych przebiegów określono zależności pomiędzy maksymalną wartością siły przenoszonej przez proste złączę cierne R max, a sumaryczną wartością wstępnych sił osiowych N w śrubach strzemion, dla złączy z różnymi typami strzemion (rys. 9). Na rysunku tym przedstawiono także wyniki badań złączy ze wzmocnionymi strzemionami typu SDO29w. Rys. 8. Zmiany wartości sił osiowych w śrubach strzemion, siły przenoszonej przez złącze oraz przemieszczenia zsuwającego się kształtownika w złączu ciernym Fig. 8. Changes in values of axial forces in stirrups screws, force conveyed by the joint and the displacement of a shape sliding down in the friction joint

9 Nr 1 PRZEGLĄD GÓRNICZY 7 Rys. 9. Zależność maksymalnej wartości siły przenoszonej przez złącze cierne od sumarycznej wartości wstępnych sił osiowych w śrubach strzemion dla różnych typów strzemion Fig. 9. Relationship between the maximum force conveyed by the friction joint and the total force Analizując otrzymane zależności można stwierdzić, iż wraz ze wzrostem wartości wstępnych sił osiowych w śrubach strzemion zwiększają się różnice pomiędzy maksymalnymi wartościami sił przenoszonych przez złącza cierne w zależności od typu strzemion zastosowanych w danym złączu. W zakresie przeprowadzonych badań dla wartości wstępnej siły osiowej w każdej śrubie strzemienia wynoszącej do 90 kn różnice w wartościach tych sił są niewielkie. Przy wartościach sił osiowych w śrubie wynoszących 100 kn i 110 kn, zanotowano wyraźne różnice między maksymalnymi wartościami sił przenoszonych przez badane złącza. Spośród obecnie stosowanych strzemion najwyższe wartości maksymalnej siły przenoszonej przez złącze zanotowano dla złączy ze strzemionami typu KX29W, a najniższe ze strzemionami typu SDO29. Bardzo dobre wyniki zarejestrowano dla złączy ciernych z strzemionami typu SDO29w. Wraz ze wzrostem wartości wstępnych sił osiowych w śrubach tych strzemion rośnie wartość siły przenoszonej przez złącza z tymi strzemionami w stosunku do pozostałych złączy. Dla wstępnej wartości siły osiowej w śrubach strzemion wynoszącej 110 kn wzrost maksymalnej siły przenoszonej przez to złącze w stosunku do złącza ze strzemionami typu SDO29 wyniósł około 14 %. Przyczyną tych wzrostów jest wzmocnienie kołnierzy jarzma dolnego tego strzemienia, co istotnie poprawiło jego sztywność. W przypadku złączy ze strzemionami typu SKL29 i KX29 uzyskane maksymalne wartości przenoszonej przez nie siły w całym zakresie zmian wartości wstępnych sił osiowych w kabłąkach są bardzo zbliżone. 5. Podsumowanie Na podstawie przeprowadzonych badań oraz informacji uzyskanych od użytkowników obudowy podatnej wyrobisk korytarzowych można stwierdzić, że strzemiona mają bardzo istotny wpływ na parametry pracy złączy ciernych, a w dalszej kolejności na pracę całej obudowy podatnej wyrobisk korytarzowych. Podstawowym zadaniem strzemion jest zapewnienie optymalnych warunków pracy dla połączenia gwintowego w jak najszerszym zakresie obciążeń. Aby spełnić to zadanie, ich konstrukcja musi stanowić skuteczne zabezpieczenie dla śrub i kabłąków przed zginaniem w trakcie wstępnego montażu i w czasie pracy złącza. Stanowi to warunek konieczny do uzyskania odpowiedniej i stabilnej siły docisku współpracujących w złączu ciernym kształtowników. Przeprowadzone badania dowiodły, że nie wszystkie obecnie stosowane strzemiona są w stanie zapewnić prawidłowe warunki pracy dla połączenia gwintowego. W szczególności dotyczy to wartości sił osiowych w śrubach strzemion powyżej 100 kn. Wpływ na to ma zarówno materiał, z jakiego wykonane są elementy strzemienia, jak i jego konstrukcja. W zakresie przeprowadzonych badań obecnie stosowanych strzemion i ich elementów można stwierdzić, iż najlepsze parametry pracy mają strzemiona kabłąkowe typu KX29W. Zarówno dla całych strzemion tego typu, jak i ich jarzm uzyskano bardzo dobre wyniki w zakresie zginania i rozciągania. Również dla złączy ciernych z tymi strzemionami poddanych osiowemu ściskaniu zarejestrowano bardzo korzystne parametry pracy. Na tej podstawie można stwierdzić, iż strzemiona typu KX29W charakteryzują się bardzo korzystnymi parametrami pracy. Dotyczy to zarówno parametrów wytrzymałościowych, jak i odkształceniowych. Nieco słabsze parametry pracy zarejestrowano dla najczęściej obecnie stosowanych strzemion typu SDO. W szczególności dotyczy to wyższych wartości sił osiowych w śrubach strzemion (powyżej 100 kn), które wywołują duże deformacje jarzm tych strzemion. Wpływa to negatywnie na stan obciążenia śrub w tych strzemionach. W przypadku strzemion typu SKL29 i KX29 wyznaczone parametry należy uznać za poprawne. Zagrożenie może stanowić sposób niszczenia tych strzemion. Zastosowanie żeliwa jako materiału, z którego wykonane są jarzma tych strzemion, powoduje, że proces ten przebiega dynamicznie. Brak wyraźnych symptomów deformacyjnych przy zbliżaniu się do krytycznych obciążeń skutkuje niebezpieczeństwem nagłej utraty nośności przez złącze.

10 8 Podsumowując badania najczęściej obecnie stosowanych strzemion można stwierdzić, że każdy z analizowanych typów ma określone wady i zalety. W zależności od warunków zewnętrznych, w jakich mają być zastosowane te strzemiona, można dobrać odpowiedni ich typ. W szczególności dotyczy to sposobu i wielkości obciążenia Bardzo istotnym czynnikiem są także koszty wykonania strzemion, które w wielu przypadkach mają decydujący wpływ na ich dobór. Badaniom poddano także jarzmo i strzemię powstałe jako modyfikacja strzemienia typu SDO29, poprzez wzmocnienie kołnierza jego jarzma dolnego (SDO29w). Uzyskane wyniki badań jarzma, strzemiona oraz złącza ciernego z tymi strzemionami wykazały, iż modyfikacja ta bardzo korzystnie wpłynęła na parametry ich pracy. Podwyższenie sztywności jarzma dolnego poprawiło parametry wytrzymałościowe tego strzemienia. Szczególnie korzystne parametry zanotowano w przypadku badania złączy ciernych ze strzemionami typu SDO29w przy wyższych wartościach wstępnych sił osiowych w śrubach strzemion (powyżej 90 kn). Przeprowadzone badania oraz zaprezentowana wzmocniona konstrukcja strzemienia SDO29w stanowią kolejny etap prac mających za zadanie poprawę parametrów pracy strzemion i złączy ciernych. Prace te powinny wpłynąć na pełniejsze wykorzystanie parametrów wytrzymałościowych odrzwi i stojaków ciernych, co może przełożyć się na szersze stosowanie lżejszych profili kształtowników typu V25 i V29. Badania te potwierdziły także, iż poważnym problemem dla użytkowników obudowy podatnej jest brak kontroli sił osiowych w śrubach strzemion. Uniemożliwia to bezpośrednią ocenę stanu obciążenia połączenia gwintowego, co może przełożyć się na parametry pracy złącza. Na podstawie uzyskanych wyników można stwierdzić, że coraz częściej proponowane obecnie przez konstruktorów wysokie wartości momentów, z jakimi mają być dokręcane śruby strzemion, zamiast zwiększyć wartość siły, z jaką są dociskane współpracujące w złączu kształtowniki, mogą doprowadzić do trwałego odkształcenia elementów tych strzemion. Nadto obecnie, w celu podwyższenia nośności obudowy podatnej wyrobisk korytarzowych stosuje się coraz cięższe profile, złącza cierne z trzema strzemionami oraz coraz większe wartości momentów, z jakimi dokręca się nakrętki śrub strzemion. Rozwiązania te, w wielu przypadkach, ze względu na małą efektywność pracy strzemion, a co za tym idzie i złączy ciernych oraz problemy z montażem ciężkich konstrukcji obudowy, nie przynoszą spodziewanych efektów. Powodują natomiast znaczny wzrost kosztów związany z wysokimi cenami stali oraz problemami z transportem i montażem obudowy. Zasadnym w tym przypadku wydaje się wprowadzenie kontroli stanu połączenia gwintowego, uzależnienie wartości momentu dokręcenia od stanu tego połączenia (suche, smarowane), unikanie przy montażu strzemion uszkodzeń powierzchni gwintowanych itp. Natomiast przy opracowywaniu nowych konstrukcji strzemion należy przeprowadzić optymalizację ich kształtu, co wiąże się z koniecznością stosowania nowych technologii ich wykonania (np. kucia). Można także stwierdzić, iż w przypadku odlewania elementów strzemion, umożliwiającego uzyskanie bardziej optymalnych ich kształtów, należy zrezygnować z żeliwa, jako materiału kruchego, na rzecz staliwa. Literatura 1. Brodny J.: Wstępna analiza pracy połączenia śrubowego w złączu ciernym. Kwartalnik Akademii Górniczo-Hutniczej, Górnictwo i Geoinżynieria, Zeszyt 2, Kraków Brodny J.: Identyfikacja parametrów pracy złącza ciernego stosowanego w górniczej obudowie podatnej wyrobisk korytarzowych. Wydawnictwo Politechniki Śląskiej, Seria Monografie nr 377, Gliwice Brodny J.: Wstępna analiza uszkodzeń elementów górniczej korytarzowej obudowy podatnej na podstawie badań ankietowych. Studia i materiały Polskiego Stowarzyszenia Zarządzania Wiedzą, tom 45/ Ciałkowski B.: Nowe konstrukcje strzemion do obudowy chodnikowej. Materiały Seminarium SITG, Nowoczesne technologie górnicze. Ustroń Ciałkowski B.: Teoretyczne i doświadczalne podstawy konstrukcji złącz obudowy ŁP dla wyrobisk zagrożonych tąpaniami. Praca doktorska. Główny Instytut Górnictwa, Katowice Ditrich M.: Podstawy konstrukcji maszyn. Wydanie II zmienione, tom 1,2,3, WNT, Warszawa Głuch P.: Badania porównawcze nośności na rozciąganie wybranych strzemion obudów górniczych. Nowoczesne Technologie Górnicze, Ustroń Pacześniowski K.: Wytrzymałościowe badania strzemion górniczych do łączenia stalowych elementów odrzwi obudowy chodnikowej pod kątem ich bezpiecznego stosowania w podziemnych wyrobiskach górniczych. Nowoczesne Technologie Górnicze, Ustroń PN-87/G-15000/10-Obudowa chodników odrzwiami podatnymi z kształtowników korytkowych. Strzemiona. Badania wytrzymałościowe. 10. PN-91/G-15000/11, Obudowa chodników odrzwiami podatnymi z kształtowników korytkowych. Kształtowniki korytkowe proste. Badanie złącz. 11. Stefaniak D.: Metoda analizy wstecznej uszkodzeń obudów chodnikowych wskutek wstrząsów górotworu i jej zastosowanie w optymalizacji konstrukcji. Praca doktorska Głównego Instytutu Górnictwa, Katowice Stoiński K.: Wybrane problemy współpracy obudowy wyrobisk górniczych z górotworem w warunkach obciążeń dynamicznych - tąpań. Zeszyty Naukowe Politechniki Śląskiej Zeszyt 171, Gliwice 1988.

11 Nr 1 PRZEGLĄD GÓRNICZY 9 UKD :622.69:622.2 Dr inż.ewa Kawalec-Latała* ) Modelowania sekcji pseudoimpedancji akustycznej z włączeniem procedury dekonwolucji minimum entropii MED, jako ilustracja możliwości detekcji wtrąceń anhydrytu Modelling of pseudo-acoustic impedance section with the procedure of minimum entropy deconvolution (MED) for the demonstration of anhydrite inclusion detection capabilities Treść: Rozpoznanie niejednorodności wewnętrznej budowy złóż soli kamiennej jest warunkiem powodzenia zagospodarowania złoża jako podziemnego zbiornika. Pozyskanie tej wiedzy poprzez interpretację sekcji pseudoimpedancji akustycznej jest relatywnie tanie i nieinwazyjne dla środowiska. Wiarygodność rozpoznania zależy od jakości interpretowanych sekcji. Prezentowane w artykule syntetyczne sekcje pseudoimpedancji akustycznej stanowią ilustrację wzrostu rozdzielczości w wyniku włączenia na etapie przetwarzania danych procedury dekolwolucji minimum entropii MED. Abstract: Identification of inhomogeneity of the inner structure of rock-salt deposits is crucial for the successful management of deposit as a underground storage. Obtaining knowledge of this kind, by interpretation of the pseudo-acoustic impedance section, is relatively inexpensive and non-invasive for the environment. The identification reliability depends on the quality of the interpreted sections. The pseudo-acoustic impedance sections, briefly presented in this paper, demonstrate the increase in the resolving power by adding a procedure of minimum entropy deconvolution (MED). Słowa kluczowe: inwersja, pseudoimpedancja akustyczna, podziemne zbiorniki, złoża soli kamiennej, anhydryty Key words: inversion, pseudo-acoustic impedance, underground storage, rock-salt deposits, anhydrites 1. Wprowadzenie Podziemne zbiorniki ropy naftowej i gazu ziemnego, prócz korzyści ekonomicznych, stanowią pierwsze zabezpieczenie przed przerwaniem dostaw surowców energetycznych, co zwiększa stabilność strategiczną i polityczną. Mogą być też przeznaczone do długoterminowego składowania dwutlenku węgla CO 2 i odpadów o wysokim stopniu radioaktywności HLW. Składowanie w złożach soli jest optymalne mimo relatywnie wysokich kosztów budowy zbiornika. Pokładowe złoża soli kamiennej w partiach o jednorodnej wewnętrznej strukturze i poziomym lub prawie poziomym warstwowaniu stwarzają korzystne warunki do magazynowania ropy oraz innych ciekłych i gazowych węglowodorów. Zagospodarowanie złoża jako podziemnego zbiornika wymaga dokładnego rozpoznania wszystkich niejednorodności jego wewnętrznej budowy. Praca koncentruje się nad oceną niejednorodności wewnętrznej budowy pokładowych złóż soli kamiennej spowodowanej poprzez obecność anhydrytów. W Polsce, jako perspektywiczne w aspekcie budowy podziemnych zbiorników są cechsztyńskie złoża soli w rejonie Zatoki Puckiej i monokliny przedsudeckiej oraz kompleksy cechsztyńskich soli kamiennych w wysadach solnych [5]. Sole kamienne Monokliny Przedsudeckiej zostały najlepiej * ) AGH w Krakowie. rozpoznane w granicach Legnicko-Głogowskiego Okręgu Miedziowego. W roku 1990 udokumentowano złoże soli kamiennej Sieroszowice, w następnych latach Bytom Odrzański, a później wiele kolejnych złóż obszaru LGOM. Pokładowe złoża soli kamiennej LGOM spełniają wymagania, minimalnej miąższości. Jednakże występujące tam wtrącenia anhydrytów i lokalny wzrost ich miąższości stanowią duży problem technologiczny. Wskazane jest więc uzyskanie dodatkowych danych o obecności tych soli w pokładzie soli kamiennej. Uzupełnienie rozpoznania złoża na podstawie pomiarów sejsmicznych wykonywanych na powierzchni jest metodą relatywnie tanią i nieinwazyjną dla środowiska. Zakres tego rozpoznania obejmuje metodę sejsmiki refleksyjnej polegającą na inwersji sekcji sejsmicznych w wariancie przetwarzania prowadzącym do otrzymania sekcji pseudoimpedancji akustycznej [2]. Impedancja akustyczna jest jedną z podstawowych cech charakteryzujących własności fizyczne skał. Zmiany impedancji akustycznej są dobrym wskaźnikiem rozpoznawania niejednorodności litologiczno-facjalnych w ośrodku geologicznym. Odpowiednio wysokie wartości współczynników odbicia na kontakcie soli kamiennej i anhydrytu wynikające z relatywnie dużego kontrastu właściwości sprężystych obu typów soli generują silne refleksy. To powoduje, że są one dobrze widoczne na sekcjach pseudoimpedancji akustycznej. Rozpoznanie

12 10 obecności anhydrytów w złożu soli poprzez interpretację sekcji pseudoimpedancji akustycznej jest jednoznaczne i wiarygodne [3]. Większy problem interpretacyjny stanowi obecność soli wtórnie przeobrażonych. Kontrast właściwości sprężystych soli kamiennej i soli wtórnie przeobrażonych jest niewielki. Wiarygodność ich interpretacji zależy w znacznym stopniu od jakości źródłowych danych sejsmicznych. Przede wszystkim zależy od parametrów sygnału sejsmicznego oraz zakłóceń spowodowanych szumem przypadkowym [4] W każdym przypadku precyzja interpretacji wzrasta w miarę rozszerzania się zakresu częstotliwości i wzrostu częstotliwości dominującej sygnału [1]. Dla długich sygnałów o wąskim paśmie częstotliwości wyraźną poprawę uzyskuje się po zastosowaniu dekonwolucji tras sejsmicznych [3]. Modelowania prezentowane w niniejszej pracy są rodzajem testu na efektywność dekonwolucji minimum entropii MED na jakość odwzorowywania się zmian lito-facjalnych i geometrycznych spowodowanych obecnością anhydrytu w złożu soli kamiennej na syntetycznych sekcjach pseudoimpedancji akustycznej. 2. Dekonwolucja tras sejsmicznych W ujęciu matematycznym celem procedury dekonwolucji jest znalezienie rozwiązania równania splotu postaci r(t) w(t) = x(t) (1) która dla opisu pomiarów rzeczywistych przyjmuje postać r(t) w(t) + n(t) = x(t) (2) r(t) zawiera informacje o budowie geologicznej i jest pożądanym rozwiązaniem równania. Przyjęcie założenia o braku szumu n(t) w rzeczywistych rejestracjach prowadzi do niepoprawnej estymacji w(t), a w konsekwencji do niepoprawnej estymacji r(t). W praktyce rejestrowane, dyskretne dane maja ograniczona długość w czasie i ograniczone widmo w domenie częstotliwości. Zawsze obecny jest szum. Niski stosunek sygnału do zakłóceń S/N pogarsza wynik. Jest to powodem, dlaczego zwykła filtracja odwrotna nie jest dobrym rozwiązaniem. Jeśli dane rzeczywiste spełniają odpowiednie założenia można poprawić jakość aproksymacji. W praktyce wybór efektywnej metody dekonwolucji powinien obok modelowań być weryfikowany empirycznie. W systemie INVERS [2] są dostępne dwie procedury dekonwolucji: predykcyjna(spikowa) i minimum entropii MED. W przedstawianych modelowniach, opcjonalnie, przed inwersją wykonywano dekonwolucję predykcyjną (spikową) lub dekonwolucję minimum entropii MED. Jest to typ dekonwolucji zaproponowany przez Wiggins (1978) [7]. W oryginalnym przedstawieniu termin minimum entropii traktowany jest jako synonim maksymalnego uporządkowania i w tym zawiera się istota różnicy względem klasycznych metod. Dekonwolucja spikowa predykcyjna (Robinson and Treitel 1980) [6] prowadzi do wybielenia widma, co jest równoważne z minimalnym uporządkowaniem. Dekonwolucja minimum entropii MED dąży do uzyskania rozwiązania o najmniejszej liczby odbić. W wyniku wykonanej procedury powinny pozostać silne refleksy, teoretycznie reprezentowane poprzez izolowane delty Diraca δ(t). Dekonwolucja minimum entropii MED w oryginalnym podejściu polega na maksymalizacji normy Varimax [7] postaci: gdzie r jest wektorem sekwencji współczynników odbicia o długości N. Maksymalizacja normy Varimax stanowiąca podstawę dekonwolucji minimum entropii MED. prowadzi właśnie do minimalizacji entropii, co w praktyce oznacza wzrost silnych współczynników odbicia, a osłabienie małych. Właściwość ta może stanowić wadę lub zaletę w zależności od celu geologicznego. Osłabianie małych współczynników może zmniejszyć wrażliwość metody na obecność szumu, przynajmniej przy odwzorowaniu silnych odbić. Własności sprężyste utworów cechsztynu generują relatywnie duże wartości współczynników odbicia na kontakcie anhydrytów i soli kamiennej. Predykcja występowania anhydrytów w złożu soli kamiennej jest podstawowym celem rozpoznawania niejednorodności budowy złoża. Tym podyktowany był wybór metody dekonwolucji MED jako drugiej, obok metody dekonwolucji predykcyjnej, w systemie INVERS opracowanym przede wszystkim dla modelowań sekcji pseudoimpedancji akustycznej dla warunków sejsmogeologicznych typowych dla pokładowych złóż soli kamiennej. 3. Syntetyczne sekcje pseudoimpedancji akustycznej Przedstawione sekcje pseudoimpedancji akustycznej generowano dla jednego modelu sejsmogeologicznego złoża w różnych wariantach metodycznych przetwarzania i dla różnych parametrów sygnału sejsmiczngo. W systemie INVERS [2] są dostępne dwie procedury dekonwolucji: predykcyjna i minimum entropii MED. Testowano zależność wzrostu dokładności inwersji w wyniku zastosowania dekonwolucji minimum entropii MED. Sekcje pseudoimpedancji akustycznej generowane z włączoną procedurą dekonwolucji minimum entropii MED zestawiono z analogicznymi, ale generowanymi z włączoną procedurą dekonwolucji predykcyjnej [3]. Dane wejściowe stanowi sejsmogeologiczny model ośrodka skalnego. Graficzna prezentacja sejsmogeologicznego modelu przedstawiona jest na rysunku 1. Skala po prawej stronie rysunku charakteryzuje cechy sprężyste utworów skalnych. Po lewej stronie rysunku jest skala głębokościowa. W centralnej części modelu w pokładzie soli kamiennej widoczna jest soczewka anhydrytu. Celem wykonanych modelowań jest ocena możliwości detekcji tej zmiany i przetestowanie wpływu dekonwolucji na rozdzielczość sekcji pseudoimpedancji akustycznej. Trasy pseudoimpedancji akustycznej są generowane na podstawie inwersji tras sejsmogramów syntetycznych. Sejsmogramy syntetyczne obliczano dla sygnału sejsmicznego o częstotliwości dominującej sygnału 60 Hz, dla długich i krótkich sygnałów sejsmicznych. Fragmenty sekcji pseudoimpedancji akustycznej obejmujące formację solną generowane dla krótkiego sygnału o częstotliwości dominującej f 0 =60 Hz przedstawione są na rysunkach 2, 3, 4. Na rysunku 2 przedstawiony jest fragment sekcji pseudoimpedancji akustycznej generowanej bez procedury dekonwolucji poprzedzającej inwersję. Na rysunku 3 przedstawiony jest fragment sekcji pseudoimpedancji akustycznej generowanej z wykonaną procedurą dekonwolucji minimum entropii MED poprzedzającą inwersję. Na rysunku 4 przedstawiony jest fragment sekcji pseudoimpedancji akustycznej generowanej z wykonaną procedurą dekonwolucji predykcyjnej poprzedzającą inwersję. (3)

13 Nr 1 PRZEGLĄD GÓRNICZY 11 Rys. 1. Graficzna prezentacja modelu. Fig. 1. Graphic presentation of the model Rys. 2. Fragment syntetycznej sekcji pseudo-impedancji akustycznej generowanej dla krótkiego sygnału bez procedury dekonwolucji. Fig. 2. Fragment of the synthetic section of pseudo-acoustic impedance generated for a short signal without deconvolution Rys. 3. Fragment syntetycznej sekcji pseudo-impedancji akustycznej generowanej dla krótkiego sygnału z wykonaną procedurą dekonwolucji minimum entropi MED Fig. 3. Fragment of the synthetic section of pseudo-acoustic impedance generated for a short signal with the minimum entropy deconvolution MED Na rysunkach 5, 6, 7 przedstawione są analogiczne, jak wyżej, fragmenty sekcji pseudoimpedancji akustycznej generowane dla długiego sygnału o tej samej częstotliwości dominującej, tj. 60 Hz. Na rysunku 5 przedstawiony jest fragment sekcji pseudoimpedancji akustycznej generowanej bez procedury dekonwolucji poprzedzającej inwersję. Na rysunku 6 przedstawiony jest fragment sekcji pseudoimpedancji akustycznej generowanej z wykonaną proce-

14 12 Rys. 4. Fragment syntetycznej sekcji pseudo-impedancji akustycznej generowanej dla krótkiego sygnału z wykonaną procedurą dekonwolucji predykcyjnej Fig. 4. Fragment of the synthetic section of pseudo-acoustic impedance generated for a short signal with predictive deconvolution durą dekonwolucji minimum entropii MED poprzedzającej inwersję. Na rysunku 7 przedstawiony jest fragment sekcji pseudoimpedancji akustycznej generowanej z wykonaną procedurą dekonwolucji predykcyjną poprzedzającą inwersję. Wyraźną poprawę w efekcie zastosowania dekonwolucji tras sejsmicznych obserwuje się gdy sygnał sejsmiczny jest długi. Ma to istotne znaczenie, ponieważ rozdzielczość maleje w miarę wzrostu czasu trwania sygnału, który zależy od warunków geologicznych i jedynie w pewnym zakresie może być sterowany wyborem metodyki akwizycji danych. Wizualna analiza przedstawionych sekcji pseudoimpedancji akustycznej wskazuje na lepsze wyniki wykonania Rys. 5 Fragment syntetycznej sekcji pseudo-impedancji akustycznej generowanej dla długiego sygnału bez procedury dekonwolucji Fig. 5. Fragment of the synthetic section of pseudo-acoustic impedance generated for a long signal without deconvolution Rys. 6. Fragment syntetycznej sekcji pseudo-impedancji akustycznej generowanej dla długiego sygnału z wykonaną procedurą dekonwolucji minimum entropii MED Fig. 6. Fragment of the synthetic section of pseudo-acoustic impedance generated for a long signal with the minimum entropy deconvolution MED

15 Nr 1 PRZEGLĄD GÓRNICZY 13 Rys. 7. Fragment syntetycznej sekcji pseudo-impedancji akustycznej generowanej dla długiego sygnału z wykonaną procedurą dekonwolucji predykcyjną Fig. 7. Fragment of the synthetic section of pseudo-acoustic impedance generated for a long signal with predictive deconvolution dekonwolucji minimum entropii MED, zwłaszcza dla detekcji anhydrytów, co jest spójne z założeniami teoretycznymi MED i wynika ze znacznego kontrastu własności sprężystych soli kamiennej i soli siarczanowych (anhydrytów). Efekty wykonanej dekonwolucji w każdym przypadku obniża wysoki poziom szumu. Przedstawione w pracy wnioski i uogólnienia oparte są na większej liczbie danych, z których część zawarta jest w pracach autora [2]. Skuteczność dekonwolucji predykcyjnej ilustrują sekcje przedstawione w pracy [3]. Możliwości detekcji zaburzeń wynikających z obecności soli wtórnie przeobrażonych ilustrują sekcje przedstawione w pracy [4]. 4. Podsumowanie Lokalne wtrącenia anhydrytów i zmiany ich miąższości występujące w pokładowych złożach soli kamiennej, perspektywicznych dla budowy podziemnych zbiorników, stanowią duży problem technologiczny. Ich obecność w złożu wymaga szczegółowego rozpoznania. Wskazane jest więc uzupełnienie danych z otworów wiertniczych o rozpoznanie złoża za pomocą pomiarów sejsmicznych, wykonywanych na powierzchni. Zakres tego rozpoznania obejmuje metodę sejsmiki refleksyjnej w wariancie przetwarzania prowadzącym do otrzymania sekcji pseudoimpedancji akustycznej. Precyzja interpretacji wzrasta w miarę ich rozdzielczości. Efektywną poprawę uzyskuje się po zastosowaniu dekonwolucji tras sejsmicznych. Wizualna analiza przedstawionych sekcji pseudoimpedancji akustycznej wskazuje na lepsze wyniki wykonania dekonwolucji minimum entropii MED, zwłaszcza dla detekcji anhydrytów. Wynika to ze znacznego kontrastu własności sprężystych soli kamiennej i soli siarczanowych (anhydrytów) i jest spójne z założeniami teoretycznymi MED. Praca współfinansowana z działalności statutowej Katedry Geofizyki AGH nr Literatura 1. Kawalec-Latała E.: The influence of seismic wavelet on the resolution of pseudoimpedance section for construction of underground storage Wpływ sygnału sejsmicznego na rozdzielczość sekcji pseudoimpedancji akustycznej w rejonie budowy podziemnych magazynów Gospodarka Surowcami Mineralnymi Mineral Resources Management 2008 t. 24 z. 2/3 s Kawalec E.: Inwersja sejsmiczna w rozpoznawaniu niejednorodności złóż soli perspektywicznych dla budowy podziemnych zbiorników Wydawnictwa AGH Kraków,, seria Rozprawy Monografie nr. 201, ISSN Kawalec-Latała E.: Detection of Salts Deposits Geometry Variation, AGH Journal of Mining and Geoengineering; vol. 36 (2012) No. 2 p Kawalec-Latała E.: Detekcja soli wtórnie przeobrażonych w pokładowych złożach soli kamiennej na podstawie sekcji pseudoimpedancji akustycznej, Przegląd Górniczy; t. 69 nr , s Pieńkowski G., Wagner R.: Magazynowanie węglowodorów w strukturach solnych PROJECT NATO CCMS oferta dla Polski, Europy i NATO, Konferencja Paliwowo-Naftowa, Uniwersytet Warszawski Robinson E.: A.Seismic Inversion and Deconvolution,Geophysica Press, London-Amsterdam Wiggins R.: A. Minimum Entropy Deconvolution, Geoexploration, vol.16, 1978 pp

16 14 UKD :622.4:622.8 Zasady klimatyzacji wyrobisk górniczych kopalń węgla kamiennego w skrajnie trudnych warunkach geotermicznych Ventilation of excavations in hard coal mines in critical geothermic conditions Dr Józef Knechtel* ) Treść: Zaproponowano metodykę zapewniającą zgodne z przepisami parametry powietrza kopalnianego w wyrobiskach o dużej koncentracji wydobycia, w których panują skrajnie trudne warunki geotermiczne. Przedstawiono zintegrowany system prognozowania, zwalczania i monitorowania zagrożenia klimatycznego dla sieci wyrobisk w głębokiej kopalni węgla kamiennego. Rozważania przeprowadzono w odniesieniu do poziomów, na których temperatura pierwotna skał jest nie tylko wyższa od 40 C, ale również poziomów, na których temperatura ta dochodzi do 50 C. Wymieniony system składa się z kilku modułów, a mianowicie: komputerowej bazy danych dotyczącej badanego obiektu (kopalni, poziomu, partii), zintegrowanej metody prognozowania warunków klimatycznych dla sieci wentylacyjnej w wyrobiskach z opływowymi prądami powietrza oraz w drążonych wyrobiskach z wentylacją odrębną, schematu temperaturowego rozpatrywanej sieci wentylacyjnej. Metodyka obejmuje sposoby efektywnej i ekonomicznej klimatyzacji głębokiego poziomu wydobywczego, przy wykorzystaniu schematu temperaturowego kopalnianej sieci wentylacyjnej, oraz rozwiązania klimatyzacyjne dla wyrobisk z wentylacją odrębną drążonych w skałach o temperaturze pierwotnej dużo wyższej od 40 C, kontrolę skuteczności podjętych środków prewencji zagrożenia klimatycznego oraz wprowadzenie ewentualnej korekty. Przy takim podejściu do problemu możliwe jest zapewnienie prawidłowych warunków klimatycznych w wyrobiskach górniczych o temperaturze pierwotnej skał zbliżonej do 50 C. Abstract: This paper presents a methodology which determines the parameters of mining air in highly productive excavations with critical geothermic conditions. An integrated system of forecasting, combating and controlling the climate hazard for excavation network in a deep hard coal mine was presented. The considerations included levels at which the original temperature is higher than 40 C and those whose original temperature comes up to 50 C. The mentioned system consists of the following modules: an electronic database for the tested object (mine, level, lot); an integrated method of forecasting climate conditions for ventilation network which includes excavations with streamlined air currents and excavations with separate ventilation; a temperature scheme of the considered ventilation network; a methodology including an effective and economic ventilation system of the deep output levels by the use of the temperature scheme of the ventilation network; ventilation solutions for excavations with separate ventilation driven in rocks with the original temperature significantly higher than 40 C; the inspection of efficiency of the taken measures for protection from the climate hazard as well as the application of potential corrections. Such an approach may ensure proper climate conditions in mining excavations with the original temperature of rocks approaching 50 C. Słowa kluczowe: cieplne warunki pracy, klimatyzacja, przepływ ciepła i masy Key words: thermal work conditions, ventilation, flow of heat and mass 1. Wprowadzenie * ) Główny Instytut Górnictwa w Katowicach. Celem pracy jest stworzenie metodyki zapewniającej zgodne z przepisami parametry powietrza kopalnianego w wyrobiskach o dużej koncentracji wydobycia, w których panują skrajnie trudne warunki geotermiczne oraz współwystępują zagrożenia skojarzone (metanowe, pożarowe, klimatyczne). Przedstawiono zintegrowany system prognozowania, zwalczania i monitorowania zagrożenia klimatycznego dla sieci wyrobisk w głębokiej kopalni węgla kamiennego. W systemie tym chodzi o to, aby parametry mikroklimatu, zgodne z obowiązującymi przepisami, były zapewnione we wszystkich wyrobiskach danego poziomu. Rozważania prowadzi się w odniesieniu do poziomu (lub poziomów), na których temperatura pierwotna skał otaczających jest dużo wyższa od 40 C (jednak nie wyższa od 50 C). Wymieniony system składa się z kilku modułów, a mianowicie: a) komputerowa baza danych dotycząca badanego obiektu (kopalni, poziomu, partii), b) zintegrowana metoda prognozowania warunków klimatycznych dla sieci wentylacyjnej obejmującej wyrobiska z opływowymi prądami powietrza oraz drążonych wy-

17 Nr 1 PRZEGLĄD GÓRNICZY 15 robisk z wentylacją odrębną (ssącą wentylacją lutniową i tłoczącą wentylacją lutniową), c) schemat temperaturowy rozpatrywanej sieci wentylacyjnej opracowany na podstawie danych zawartych w module pierwszym oraz wyników prognoz klimatycznych, d) sposoby efektywnej i ekonomicznej klimatyzacji głębokiego poziomu wydobywczego przy wykorzystaniu schematu temperaturowego kopalnianej sieci wentylacyjnej, e) rozwiązania klimatyzacyjne dla wyrobisk z wentylacją odrębną drążonych w skałach o temperaturze pierwotnej dużo wyższej od 40 C, f) kontrola skuteczności podjętych środków prewencji zagrożenia klimatycznego oraz wprowadzenie ewentualnej korekty. Przy takim podejściu do problemu jest możliwe zapewnienie prawidłowych warunków klimatycznych w wyrobiskach górniczych, w których temperatura pierwotna skał jest zbliżona do 50 C. 2. Komputerowa baza danych Przedstawiona tutaj baza danych dotyczy warunków polskich kopalń węgla kamiennego (całej kopalni, poziomu, partii). Może ona być wykorzystana w odniesieniu do innych obiektów (np. kopalń miedzi lub innych kopalń głębinowych wydobywających kopaliny użyteczne). Zawiera schemat przestrzenny badanego obiektu (kopalni, poziomu, partii), mapy izolinii temperatury pierwotnej skał (kopalń GOP, LZW), dane dotyczące własności fizyko-termicznych skał, dane dotyczące geometrii wyrobisk wchodzących w skład badanej sieci wyrobisk oraz ich wyposażenia, dane dotyczące transportu urobku, posiadanego potencjału chłodniczego, a dla wyrobisk z wentylacją odrębną również dane dotyczące instalacji lutniowej. Sposób tworzenia bazy danych pokazano na przykładzie wirtualnej kopalni węgla kamiennego, prowadzącej eksploatację z trzech głębokich poziomów (rys. 1). Tablice 1, 2 i 3 zawierają dane dotyczące wyrobisk z opływowym prądem powietrza, zaś tablica 4 zawiera dane dotyczące drążonych wyrobisk z wentylacją odrębną. W tablicach 1, 2 i 3, w poszczególnych kolumnach zestawiono: numer bocznicy (wyrobiska), nazwę bocznicy, pole powierzchni przekroju poprzecznego A, strumień objętości powietrza płynącego bocznicą V, współczynnik określający, jaka część obwodu wyrobiska jest odsłonięta przez węgiel k w, wysokości geodezyjne przekroju wlotu powietrza do bocznicy z d i jego wypływu z w, długość bocznicy L, rodzaj wyrobiska (RW). Przyjęto, że dla wyrobisk kamiennych RW = 1, dla wyrobisk węglowych RW = 2, dla chodników podścianowych i nadścianowych RW = 3 oraz dla ścian eksploatacyjnych RW = 4. W kolejnych kolumnach podano: temperaturę pierwotną skał t pg, czas przewietrzania bocznicy τ, moce zainstalowane urządzeń elektrycznych N oraz masę transportowanego urobku m w. W tablicy 4 w poszczególnych wierszach zestawiono: temperaturę powietrza świeżego mierzonego termometrem suchym t 0 i wilgotnym t φ0, ciśnienie barometryczne p 0, jednostkowy opór aerodynamiczny lutniociągu r 0, funkcję intensywności uszkodzeń lutni λ, średnicę lutniociągu D l, przewidywany strumień objętości powietrza w strefie przodkowej V k, współczynnik nieszczelności lutniociągu k, długość bocznicy L, pole powierzchni przekroju poprzecznego bocznicy A, współczynnik przewodnictwa cieplnego skał λ q, współczynnik wyrównywania temperatury skał a q, kąt nachylenia wyrobiska γ, stopień geotermiczny Γ, grubość ścianki lutniociągu δ l, procentowe przysłonięcie wolnego dla przepływu powietrza przekroju poprzecznego wyrobiska G, temperaturę pierwotną skał na początku wyrobiska (t pg ), postęp wyrobiska P, średnicę rurociągu wodnego D rw i sprężonego powietrza D sp, masę transportowanego urobku m w, łączną moc zainstalowaną urządzeń elektrycznych ΣN m, długość obwodu wyrobiska odsłoniętą przez węgiel B w, łączną moc przenoszoną przez kable elektryczne ΣN k. Parametry powietrza świeżego, dopływającego do wyrobiska (t 0 oraz t φ0 ) przyjmuje się jako wynik prognozy klimatycznej dla wyrobiska, którym to powietrze zostało doprowadzone. Temperaturę pierwotną skał przyjmuje się na podstawie map izolinii [6, 7, 15]. Wielkości charakteryzujące jakość lutniociągu (r 0, k, λ) przyjmuje się na podstawie literatury [1, 2, 25, 26], własności fizyko-termiczne skał (λ q, a q ) również przyjmuje się na podstawie literatury [3]. Pozostałe wielkości należy przyjąć na podstawie analizy map pokładowych, planu ruchu i harmonogramu wydobycia. W tablicach 1 do 4 przyjęto alternatywnie dwie wartości strumienia objętości powietrza V. W tablicy 5, dotyczącej posiadanego przez kopalnię potencjału chłodniczego w poszczególnych kolumnach podano: typ ziębiarki (wraz z producentem), jej moc chłodniczą oraz liczbę sztuk danego typu. Do wymienionej bazy danych należy dołączyć mapy izolinii temperatury pierwotnej skał. Można tutaj skorzystać z atlasu map podanego w pracach [6, 15]. 3. Zintegrowana metoda prognozowania warunków klimatycznych dla sieci wyrobisk Zintegrowana metoda prognozowania warunków klimatycznych składa się z trzech modułów [4, 20]. Pierwszy z nich dotyczy prognozowania parametrów mikroklimatu w wyrobiskach z opływowym prądem powietrza. Został on opracowany w oparciu o metodę opisaną w pracy [5]. Drugi moduł dotyczy prognozowania warunków klimatycznych w drążonych wyrobiskach z wentylacją odrębną. Został on opracowany na podstawie metod prognozowania opisanych w pracach [8, 9, 10, 11]. Trzeci moduł dotyczy określenia parametrów powietrza za ziębiarką. W zależności od rodzaju wyrobiska do obliczeń wybieramy jeden z dwóch pierwszych modułów. Przykłady praktycznego korzystania z tej metody podano w pracy [20]. 4. Schemat temperaturowy kopalnianej sieci wentylacyjnej Jednym z narzędzi, pozwalającym ocenić stopień zagrożenia klimatycznego dla grupy wyrobisk, partii, poziomu lub całej sieci wentylacyjnej, jest schemat temperaturowy tej sieci [17]. Jego analiza pozwala nie tylko ocenić stan zagrożenia klimatycznego, jego przyczyny, ale również zasugerować środki poprawy [19]. Schemat temperaturowy przypomina schemat potencjalny kopalnianej sieci wentylacyjnej. Jednak w odróżnieniu od schematu potencjalnego zawiera on więcej informacji o bocznicach sieci (wyrobiskach górniczych). Między innymi, rodzaj linii łączących punkty o określonych wartościach temperatury (potencjału ruchu ciepła) jest związany z zakresem długości odpowiadających im wyrobisk. Na trasie wyrobiska zlokalizowane są źródła ciepła (znaki koloru czerwonego) i zimna (znaki koloru niebieskiego). Kształty znaków dotyczących źródeł ciepła i zimna oznaczają zakres mocy danego źródła. Każda linia ma kolor przypisany określonemu zakresowi strumienia objętości przepływającego powietrza. Zasadniczy wpływ na temperaturę powietrza na

18 16 Tablica 1. Baza danych do obliczeń prognostycznych parametrów mikroklimatu powietrza kopalnianego dla poziomu 760 m Table 1. Database for calculations of probable parameters of mining air microclimate for the level of 760 m Parametry powietrza w przekroju dopływu do ciągu wyrobisk: t d = 22,4 0 C; t φd = 17,4 C; φ d = 60,23 %; X d = 0,00932; z 0 = +250 m Air parameters in the cross-section of the access to excavations flow: t d = 22,40C; tφd = 17,4 C; φd = 60,23 %; X d = 0,00932; z 0 = +250 m Lp. Bocznica Nazwa bocznicy (wyrobiska) Partia A A m 2 m 3 /min m 3 /s m z d V k w z w m L m RW t pg τ o C dni Objazd szybu I na poz. 760 m 21,8 3600/ ,0/70 0,00-510,0-510, , Przekop S na poz. 760 m 21,8 3000/ ,0/60 0,00-510,0-516, , Pochylnia S1 w pokł ,8 1500/ ,0/30 0,53-516,7-494, , Chodnik podścianowy ściany A1 15,5 1200/ ,0/26,5 0,57-494,2-493, , Ściana A1 w pokł ,5 1200/ ,0/26,5 0,50-493,8-478, ,6 0, Chodnik nadścianowy ściany A1 15,5 1200/ ,0/26,5 0,57-478,8-478, , Pochylnia S1 w pokł. 502 (ciąg dalszy) 17,8 300/210 5,0/3,5 0,53-494,2-478, , Pochylnia S1 w pokł. 502 (ciąg dalszy) 17,8 1500/ ,0/30 0,53-478,4-455, , Przekop S na poz. 760 m (ciąg dalszy) 21,8 1500/ ,0/30 0,00-516,7-512, , Pochylnia S2 w pokł ,8 1500/ ,0/30 0,53-512,2-489, , Chodnik podścianowy ściany A2 15,0 1200/ ,0/26,5 0,58-489,7-491, , Ściana A2 w pokł ,5 1200/ ,0/26,5 0,50-491,4-476, ,5 0, Chodnik nadścianowy ściany A2 15,0 1200/ ,0/26,5 0,58-476,4-481, , Pochylnia S2 w pokł. 502 (ciąg dalszy) 17,8 300/210 5,0/3,5 0,53-489,7-481, , Pochylnia S2 w pokł. 502 (ciąg dalszy) 17,8 1500/ ,0/30 0,53-481,6-457, , Przekop S na poz. 700 m 21,8 1500/ ,0/30 0,00-457,2-452, , Przekop S na poz. 700 m (ciag dalszy) 21,8 3000/ ,0/60 0,00-452,7-450, , Objazd szybu II na poz. 700 m 21,8 300/300 5,0/5,0 0,00-450,0-450, , Przekop N na poz. 700 m 21,8 2700/ ,0/55 0,00-450,0-450, , Partia B Przekop N na poz. 760 m 21,8 2400/ ,0/50,0 0,00-510,0-510, , Objazd szybu I na poz. 760 m 21,8 600/600 10,0/10,0 0,00-510,0-510, , Przekop N na poz. 760 m (ciąg dalszy) 21,8 3000/ ,0/60,0 0,00-510,0-512, , Pochylnia N1 w pokł ,1 1500/ ,0/30,0 0,53-512,3-497, , Chodnik podścianowy ściany B1 14,8 1200/ ,0/26,5 0,58-497,3-501, , Ściana B1 w pokł ,0 1200/ ,0/26,5 0,50-501,2-516, ,9 0, Chodnik nadścianowy ściany B1 14,8 1200/ ,0/26,5 0,58-516,2-513, , Pochylnia N1 w pokł. 502 (ciąg dalszy) 18,1 300/210 5,0/3,5 0,53-501,2-513, , Pochylnia N1 w pokł. 502 (ciąg dalszy) 18,1 1500/ ,0/30,0 0,53-513,1-468, , Przekop N na poz. 760 m (ciąg dalszy) 21,8 1500/ ,0/30,0 0,00-512,3-507, , Pochylnia N2 w pokł ,1 1500/ ,0/30,0 0,53-507,4-492, , Chodnik podścianowy ściany B2 14,8 1200/ ,0/26,5 0,58-492,4-489, , Ściana B2 w pokł ,2 1200/ ,0/26,5 0,50-489,7-474, ,4 0, Chodnik nadścianowy ściany B2 14,8 1200/ ,0/26,5 0,58-474,7-476, , Pochylnia N2 w pokł. 502 (ciąg dalszy) 18,1 300/210 5,0/3,5 0,53-492,4-476, , Pochylnia N2 w pokł. 502 (ciąg dalszy) 18,1 1500/ ,0/30,0 0,53-476,8-437, , Przekop N na poz. 700 m 21,8 1500/ ,0/30,0 0,00-437,5-448, , Przekop N na poz. 700 m (ciag dalszy) 21,8 3000/ ,0/60,0 0,00-448,9-450, , N m kw m W t/d

19 Nr 1 PRZEGLĄD GÓRNICZY 17 Tablica 2. Baza danych do obliczeń prognostycznych parametrów mikroklimatu powietrza kopalnianego dla poziomu 860 m Table 2. Database for calculations of probable parameters of mining air microclimate for the level of 860 m Parametry powietrza w przekroju dopływu do ciągu wyrobisk: t d = 23,0 C; t φd = 18,1 C; φ d = 61,38%; X d = 0,00975; z 0 = +250 m Air parameters in the cross-section of the access to excavations flow: t d = 23,0 C; t φd = 18,1 C; φ d = 61,38%; X d = 0,00975; z 0 = +250 m Lp. Bocznica Nazwa bocznicy (wyrobiska) Partia C A m 2 m 3 /min m 3 /s m z d V k w z w m L m RW t pg τ o C dni Objazd szybu I na poz. 860 m 21,4 2520/ ,0/60,0 0,00-610,0-610, , Przekop S na poz. 860 m 21,4 1740/ ,040,0 0,00-610,0-607, , a Pochylnia S2 w pokł ,8 420/560 6,9/9,3 0,57-607,3-595, , Przekop S na poz. 860 m (ciąg dalszy) 21,4 1740/ ,0/40,0 0,00-607,3-602, , Pochylnia S1 w pokł ,8 1740/ ,0/40,0 0,57-602,7-595, , Chodnik podścianowy ściany C1 14,8 1500/ ,0/30,0 0,62-595,2-593, , Ściana C1 w pokł ,4 1500/ ,0/30,0 0,50-593,7-589, ,3 0, Chodnik nadścianowy ściany C1 14, ,0/30,0 0,62-589,2-587, , Pochylnia S1 w pokł. 508 (ciąg dalszy) 17,8 240/600 4,0/10,0 0,57-595,2-587, , Pochylnia S1 w pokł. 508 (ciąg dalszy) 17,8 1740/ ,0/40,0 0,57-587,5-590, , Przekop S na poz. 840 m 21,4 1740/ ,0/40,0 0,00-590,0-591, , Objazd szybu I na poz. 860 m (c. d.) 21,4 780/ ,0/20,0 0,00-610,0-608, , Objazd szybu I na poz. 860 m (c. d.) 21,4 300/300 5,0/5,0 0,00-608,8-608, , Rozdzielnia na poz. 860 m 21,4 480/900 8,0/15,0 0,00-608,8-607, , Dowierzchnia I 18,0 300/300 5,0/5,0 0,00-608,3-607, , Dowierzchnia I (ciąg dalszy) 18,0 780/ ,0/20,0 0,00-607,1-591, , Przekop S na poz. 840 m (ciąg dalszy) 21,4 2100/ ,0/55,0 0,00-591,3-590, , Objazd szybu II na poz. 840 m 21,4 420/300 7,0/5,0 0,00-591,3-590, , Partia D Przekop N na poz. 860 m 21,4 1800/ ,0/40,0 0,00-610,0-609, , a Pochylnia N2 w pokł ,8 404/539 6,7/9,0 0,57-609,3-598, , Przekop N na poz. 860 m (ciąg dalszy) 21,4 1800/ ,0/40,0 0,00-609,3-611, , Pochylnia N1 w pokł ,8 1800/ ,0/40,0 0,57-611,1-602, , Chodnik podścianowy ściany D1 14,8 1500/ ,0/30,0 0,62-602,6-600, , Ściana D1 w pokł ,2 1500/ ,0/30,0 0,50-600,7-596, ,6 0, Chodnik nadścianowy ściany D1 14,8 1500/ ,0/30,0 0,62-596,2-598, , Pochylnia N1 w pokł. 508 (ciąg dalszy) 17,8 300/600 5,0/10,0 0,57-602,6-598, , Pochylnia N1 w pokł. 508 (ciąg dalszy) 17,8 1800/ ,0/40,0 0,57-598,1-589, , Przekop N na poz. 840 m 21,4 1800/ ,0/40,0 0,00-589,7-590, , N m kw m W t/d

20 18 Tablica 3. Baza danych do obliczeń prognostycznych parametrów mikroklimatu powietrza kopalnianego dla poziomu 1080 m Table 3. Database for calculations of probable parameters of mining air microclimate for the level of 1080 m Parametry powietrza w przekroju dopływu do ciągu wyrobisk: t d = 23,6 C; t φd = 18,7 C; φ d = 61,65%; X d = 0,00992; z 0 = +250 m Air parameters in the cross-section of the access to excavations flow: t d = 23,6 C; t φd = 18,7 C; φ d = 61,65%; X d = 0,00992; z 0 = +250 m Lp. Bocznica Nazwa bocznicy (wyrobiska) Partia E A m 2 m 3 /min m 3 /s m z d V k w z w m L m RW t pg τ o C dni Przekop S na poz m 21,4 2400/ ,0/50,0 0,00-830,0-832, , a Pochylnia S2 w pokł ,0 420/559 7,0/9,3 0,57-832,0-787, , Przekop S na poz m (ciąg dalszy) 21,4 2400/ ,0/50,0 0,00-832,0-834, , Pochylnia S1 w pokł ,8 2400/ ,0/50,0 0,58-834,1-810, , Chodnik podścianowy ściany E1 13,5 1800/ ,0/30,0 0,62-810,1-806, , Ściana E1 w pokł ,5 1800/ ,0/30,0 0,50-806,3-794, ,2 0, Chodnik nadścianowy ściany E1 13,5 1800/ ,0/30,0 0,62-794,3-791, , Pochylnia S1 w pokł. 510 (ciąg dalszy) 15,8 600/ ,0/20,0 0,58-810,1-791, , Pochylnia S1 w pokł. 510 (ciąg dalszy) 15,8 2400/ ,0/50,0 0,58-791,4-768, , Przekop S na poz m 21,4 2400/ ,0/50,0 0,00-768,5-770, , Partia F Przekop N na poz m 21,4 2400/ ,0/50,0 0,00-830,0-829, , a Pochylnia N2 w pokł ,0 399/532 6,6/8,9 0,57-829,0-799, , Przekop N na poz m (ciąg dalszy) 21,4 2400/ ,0/50,0 0,00-829,0-827, , a Przekop N do partii G 21,4 437/583 7,3/9,7 0,00-827,7-831, , Pochylnia N1 w pokł ,8 2400/ ,0/50,0 0,58-827,7-806, , Chodnik podścianowy ściany F1 13,5 1800/ ,0/30,0 0,62-806,7-805, , Ściana F1 w pokł ,6 1800/ ,0/30,0 0,50-805,3-793, ,2 0, Chodnik nadścianowy ściany F1 13,5 1800/ ,0/30,0 0,62-793,3-790, , Pochylnia N1 w pokł. 510 (ciąg dalszy) 15,8 600/ ,0/20,0 0,58-806,7-790, , Pochylnia N1 w pokł. 510 (ciąg dalszy) 15,8 2400/ ,0/50,0 0,58-790,7-770, , Przekop N na poz m 21,4 2400/ ,0/50,0 0,00-770,7-770, , Dowierzchnia II 17,8 1200/ ,0/30,0 0,00-830,0-770, , N m kw m W t/d

21 Nr 1 PRZEGLĄD GÓRNICZY 19 Rys. 1. Schemat przestrzenny przewietrzania wirtualnej kopalni węgla kamiennego Fig. 1. Spatial scheme of ventilation of a virtual hard coal mine

22 20 Tablica 4. Baza danych dotyczących drążonych wyrobisk z wentylacją odrębną Table 4. Database for excavations with separate ventilation system Symbol wielkości t 0, C t j0, C Pochylnia S2 w pokł. 508 Pochylnia N2 w pokł. 508 Pochylnia S2 w pokł. 510 Pochylnia N2 w pokł. 510 jako wynik prognozy klimatycznej dla wyrobisk z opływowymi prądami powietrza jako wynik prognozy klimatycznej dla wyrobisk z opływowymi prądami powietrza Przekop N do partii G P 0, Pa r 0, kg/m 8 0,036 0,036 0,036 0,036 0,007 l, % D l, m 0,8 0,8 0,8 0,8 1,2 V k, m 3 /s 6,0/8,0 6,0/8,0 6,0/8,0 6,0/8,0 6.0/8,0 k, m 2,5 /kg 0,5 0, , , , ,00003 L, m A, m 2 17,8 17,8 16,0 16,0 21,4 l q 1,244 1,244 1,244 1,244 2,370 a q 0, , , , , g, rad -0,0205-0,0249-0,0750-0,0743 0,00262 G, m/k 27,0 27,0 27,0 27,0 27,0 d l, m 0,0001 0,0001 0,0001 0,0001 0,0001 G, % t pg, C 38,8 38,9 47,2 47,1 47,0 P, m/d D rw, m 0,1 0,1 0,1 0,1 0,1 D sp, m 0,15 0,15 0,15 0,15 0,15 m w, kg/s 3,125 3,125 3,472 3,472 1,157 ΣN m, kw B w, m 11,0 11,0 9,4 9,4 0,0 ΣN k, kw Tablica 5. Baza danych dotycząca posiadanego przez kopalnię potencjału chłodniczego Table 5. Database for cooling capabilities of the mine Lp. Typ ziębiarki/producent Moc chłodnicza, kw Liczba sztuk 1 CP-300 TERMOSPEC DV -200 WAT DV-150 WAT SPK-50 WAT 95,6 4 5 SCP-40 TERMOSPEC końcu bocznicy, oprócz temperatury powietrza wpływającego do tej bocznicy mają: intensywność przewietrzania bocznicy (wyrobiska), długość bocznicy, temperatura pierwotna skał otaczających, źródła ciepła pochodzące od urządzeń technologicznych, urządzenia chłodnicze. Opis schematu temperaturowego kopalnianej sieci wentylacyjnej i sposób jego zastosowania podano w pracy [17]. Natomiast w pracy [18] podano sposób analizy wymienionego schematu oraz klasyfikację bocznic (wyrobisk) pod względem przyrostu zagrożenia klimatycznego. 5. Zwalczanie zagrożenia klimatycznego w wyrobiskach z opływowym prądem powietrza Zwalczanie zagrożenia klimatycznego w kopalniach głębokich polega na ograniczeniu nadmiernego nawilżania i nagrzewania powietrza. W celu ograniczenia nadmiernego nawilżania i nagrzewania powietrza kopalnianego stosuje się znane przedsięwzięcia [13, 21, 24, 27]. Dla danej kopalni, poziomu, rejonu dobór środków prewencji zagrożenia klimatycznego musi być dostosowany do konkretnych warunków górniczo-technicznych. Zastosowanie tych środków powinno być poparte wynikami prognoz klimatycznych. Prognozy te należy wykonać wariantowo: dla różnych rozpływów powietrza, z zastosowaniem klimatyzacji klasycznej, a także dla wariantu, w którym klimatyzacja klasyczna będzie wspomagana innymi środkami prewencji (chłodnice ścianowe, lutniociąg z chłodnym powietrzem). Sposób zwalczania zagrożenia klimatycznego pokazano na przykładzie wirtualnej kopalni, której schemat przewietrzania przedstawia rysunek 1. Kopalnia posiada trzy poziomy wydobywcze: poziom 760 m, na którym temperatura pierwotna skał t pg1 = 35,2 C, poziom 860 m, na którym temperatura pierwotna skał t pg2 = 38,9 C, poziom 1080 m, na którym temperatura pierwotna skał t pg3 = 47,1 C. Korzystając z zintegrowanej metody prognozowania warunków klimatycznych dokonano oceny zagrożenia cieplnego. Prognozowana temperatura powietrza w przekrojach jego wypływu ze ścian jest bardzo wysoka. Na poziomie 760 m jest ona wyższa od 34 C, na poziomie 860 m wyższa od 36 C, a na poziomie 1080 m wynosi nawet 40 C. Zwiększenie intensywności przewietrzania kopalni pozwoli na obniżenie

23 Nr 1 PRZEGLĄD GÓRNICZY 21 temperatury powietrza na poziomie 760 m poniżej 33 C, ale na poziomach głębszych temperatura ta w dalszym ciągu jest dużo wyższa od 33 C. Konieczne jest zatem zastosowanie klimatyzacji. Na poziomie 760 m temperaturę powietrza nie wyższą od 33 C można zapewnić za pomocą intensywnej wentylacji. Dla uzyskania temperatury powietrza nie wyższej od 28 C należy zastosować ziębiarki o łącznej mocy chłodniczej równej 2420 kw (rys. 2). Rozkład mocy chłodniczej na poziomie 760 m powinien być następujący: w chodniku podścianowym ściany A1 300 kw, w ścianie A1 6 chłodnic o mocy 40 kw każda, w chodniku podścianowym ściany A2 600 kw, w ścianie A2 4 chłodnice o mocy 40 kw każda, w chodniku podścianowym ściany B1 300 kw, w ścianie B1 6 chłodnic po 40 kw, w chodniku podścianowym ściany B2 300 kw, a wzdłuż frontu ściany B2 7 chłodnic po 40 kw. Z analizy rysunku 2 wynika, że przy takim potencjale chłodniczym można we wszystkich wyrobiskach z prądem powietrza świeżego zapewnić temperaturę powietrza nie wyższą od 28 C. Na poziomie 860 m, dla zapewnienia w prądach powietrza świeżego temperatury nie wyższej od 33 C, oprócz intensywnej wentylacji, w chodnikach podścianowych ścian C1 i D1 należy zabudować chłodnice powietrza o mocy chłodniczej 300 kw każda. Natomiast dla zapewnienia temperatury powietrza nie wyższej od 28 C, potrzebny potencjał chłodniczy jest wyższy i wynosi on 2400 kw (rys. 3). Ziębiarki należy zabudować w: pochylni S1 300 kw, chodniku podścianowym ściany C kw, ścianie C kw, pochylni N1 300 kw, chodniku podścianowym ściany D kw, ścianie D kw. Na poziomie 1080 m (rys. 4) dla zapewnienia w prądach powietrza świeżego temperatury nie wyższej od 33 C należy zabezpieczyć potencjał chłodniczy w wartości 2370 kw, a mianowicie: w drążonej pochylni S2 200 kw, pochylni N2 150 kw, w przekopie do partii G 200 kw, w chodniku podścianowym ściany E kw, w ścianie E kw, w chodniku podścianowym ściany F kw, w ścianie F kw. Dla zapewnienia temperatury powietrza nie wyższej od 28 C potrzebny potencjał chłodniczy wynosi 4070 kw (rys. 4), a mianowicie: w pochylni S1 300 kw, w chodniku podścianowym ściany E kw, w ścianie E kw, w pochylni N1 300 kw, w chodniku podścianowym ściany F kw, w ścianie F kw. Łączny dla całej kopalni potencjał chłodniczy, potrzebny do zapewnienia w prądach powietrza świeżego temperatury nie wyższej od 33 C, wynosi 2970 kw. Dla zapewnienia temperatury nie wyższej od 28 C potencjał ten wynosi 8890 kw. W pierwszym przypadku do klimatyzacji kopalni wystarczy klimatyzacja grupowa. W drugim przypadku konieczna jest klimatyzacja centralna. Z tablicy 4 wynika, że łączny potencjał chłodniczy, będący do dyspozycji kopalni wynosi ponad 9700 kw. Jest on zatem wystarczający do zapewnienia we wszystkich prądach powietrza świeżego temperatury nie wyższej od 28 C. 6. Zwalczanie zagrożenia klimatycznego w wyrobiskach z wentylacją odrębną drążonych w skałach o skrajnie wysokiej temperaturze pierwotnej Trudności z opanowaniem wysokiej temperatury powietrza występują w pierwszej kolejności w wyrobiskach z wentylacją odrębną. Intensywność przewietrzania tych wyrobisk jest mniejsza w porównaniu z wyrobiskami przewietrzanymi opływowymi prądami powietrza. Czas przewietrzania tych wyrobisk jest Rys. 2. Schemat temperaturowy poziomu 760 m dla wariantu z potencjałem chłodniczym pozwalającym na utrzymanie temperatury powietrza nie wyższej od 28 C Fig. 2. Temperature scheme at the level of 760 m for the option with cooling capabilities which allow to maintain the air temperature below 28 C

24 22 Rys. 3. Schemat temperaturowy poziomu 860 m dla wariantu z potencjałem chłodniczym pozwalającym na utrzymanie temperatury powietrza nie wyższej od 28 C Fig. 3. Temperature scheme at the level of 860 m for the option with cooling capabilities which allow to maintain the air temperature below 28 C Rys. 4. Schemat temperaturowy poziomu 1080 m dla wariantu z potencjałem chłodniczym pozwalającym na utrzymanie temperatury powietrza nie wyższej od 28 C Fig. 4. Temperature scheme at the level of 1080 m for the option with cooling capabilities which allow to maintain the air temperature below 28 C krótszy. Trudno jest zapewnić temperaturę powietrza nie wyższą od 28 C na całej długości drążonego wyrobiska. Zazwyczaj przyjmuje się, że temperatura taka ma być zapewniona tylko w strefie przodkowej drążonego wyrobiska, natomiast wzdłuż trasy należy zapewnić temperaturę nie wyższą od 33 C. Dla zapewnienia możliwie dużej intensywności przewietrzania drążonego wyrobiska należy stosować lutniociągi o dużych średnicach i dobrej jakości uszczelnienia. Jeśli wymiary wyrobiska na to pozwalają, zaleca się stosowanie dwóch instalacji lutniowych. W przypadku wentylacji tłoczącej,

25 Nr 1 PRZEGLĄD GÓRNICZY 23 oprócz zwiększenia intensywności przewietrzania, uzyskuje się mniejszy przyrost temperatury powietrza płynącego przez wentylator. Należy pamiętać o tym, że ze wzrostem średnicy lutniociągu maleje jego opór jednostkowy, co ma przełożenie na mniejsze spiętrzenie wentylatora oraz mniejszy pobór mocy [25]. Ważnym zagadnieniem jest wybór rodzaju wentylacji lutniowej (tłocząca, ssąca, kombinowana, z wentylatorem na trasie, z chłodnicami powietrza w lutniociągu tłoczącym, itd.). W pracy [16] podano 17 przykładowych schematów przewietrzania wyrobisk ślepych. Praktyka kopalniana wykazała, że w przypadku długich wyrobisk dobre efekty wentylacyjne i klimatyczne można osiągnąć stosując wentylatory lutniowe na trasie, zabudowane w boczniku zasadniczego lutniociągu [13]. W warunkach, gdy temperatura pierwotna skał nie przekracza wartości 50 C, można w drążonych wyrobiskach zapewnić warunki klimatyczne zgodne z przepisami. Musi być jednak starannie dobrana instalacja lutniowa (wraz z wentylatorem), zapewniona intensywna wentylacja drążonego wyrobiska, a temperatura powietrza w prądzie opływowym powinna być obniżona do około 20 C. Dla zapewnienia wzdłuż trasy wyrobiska temperatury powietrza nie wyższej od 33 C, ziębiarki należy zabudować zarówno w lutniociągu, jak i w wyrobisku (na zewnątrz przewodu lutniowego). Lepsze efekty klimatyczne uzyskuje się stosując chłodnice powietrza o mniejszej mocy chłodniczej, ale częściej. Jest to związane z tym, że głębsze schłodzenie powietrza powoduje wzrost strumienia ciepła płynącego z górotworu. Z drugiej jednak strony względy praktyczne nie pozwalają na zbyt gęstą lokalizacje chłodnic powietrza. Przy doborze środków prewencji zagrożenia klimatycznego należy, oprócz zastosowania znanych metod [12, 13, 16, 22], wykonać serię alternatywnych prognoz klimatycznych i na podstawie uzyskanych wyników wybrać wariant, który spełni wymagania efektywnej i ekonomicznej klimatyzacji. 7. Kontrola skuteczności stosowanych środków prewencji zagrożenia klimatycznego Dla wyrobisk projektowanych kontrolę podjętych środków skuteczności prewencji zagrożenia klimatycznego dokonujemy analizując wyniki wariantowych prognoz klimatycznych. W efekcie wybieramy takie warianty, które gwarantują zachowanie parametrów mikroklimatu powietrza zgodne z obowiązującymi przepisami. W odniesieniu do wyrobisk istniejących wspomnianą kontrolę przeprowadzamy mierząc parametry termiczne powietrza na dole kopalni i wyniki pomiarów dokumentujemy w tablicach [23]. W przypadku, gdy temperatura powietrza jest wyższa od dopuszczalnej przepisami lub intensywność chłodzenia powietrza, wyznaczona według znanych wzorów [27], jest niższa od 11 katastopni (mcal/cm 2. s) wilgotnych (tzn. 461 W/m 2 ), wówczas należy podjąć odpowiednie środki poprawy warunków klimatycznych i ponownie wykonać pomiary w badanym wyrobisku. 8. Wnioski Wśród zagrożeń naturalnych, towarzyszących eksploatacji węgla i rud, zagrożenie klimatyczne jest coraz bardziej znaczące. Aktualnie w pięciu polskich kopalniach węgla kamiennego (w skład których wchodzi 7 ruchów) oraz w pięciu kopalniach OKD na Morawach temperatura pierwotna skał na najgłębszym poziomie eksploatacyjnym jest wyższa od 40 C. W kilku drążonych wyrobiskach zmierzona temperatura pierwotna skał była dużo wyższa od 45 C i dochodziła do 50 C. W tej sytuacji zarówno intensywna wentylacja, jak i klimatyzacja klasyczna, polegająca na stosowaniu chodnikowych chłodnic powietrza jest nie wystarczająca. Zaproponowano system obejmujący prognozowanie, zwalczanie i kontrolę skuteczności podjętych środków prewencji zagrożenia klimatycznego. Jest to system, w którym poziom zagrożenia klimatycznego i sposoby jego zwalczania są ze sobą powiązane. Obok bazy danych oraz zintegrowanej metody prognozowania warunków klimatycznych dla sieci wyrobisk (obejmującej wyrobiska z wentylacją główną oraz wentylacją odrębną), podstawową częścią tego systemu jest schemat temperaturowy tej sieci. Daje on nie tylko informacje o zmianach temperatury powietrza i przyczynach tych zmian, ale również sugeruje środki ograniczenia zagrożenia klimatycznego. Analizując schemat temperaturowy sieci wentylacyjnej można uzyskać informacje, jak zmiana warunków przewietrzania i zastosowany sposób klimatyzacji w jednym rejonie wpływa na warunki klimatyczne w pozostałych rejonach. Wprowadzenie klasyfikacji bocznic pod względem przyrostu zagrożenia klimatycznego [18] może być pomocne w wyodrębnieniu tych wyrobisk, w których należy spodziewać się najtrudniejszych warunków klimatycznych. Rozważania przeprowadzone w rozdziale 5, jak również rzeczywistość kopalniana wskazują na to, że największego zagrożenia klimatycznego należy spodziewać się w chodnikach przyścianowych (doprowadzających powietrze świeże do ściany) oraz w ścianach eksploatacyjnych. Analiza schematów temperaturowych wskazuje na to, że poważny udział we wzroście zagrożenia klimatycznego mają drążone wyrobiska z wentylacją odrębną. Praca górników w skrajnie trudnych warunkach geotermicznych jest możliwa, o ile będą spełnione następujące warunki: będą to osoby cieszące się dobrym zdrowiem i zaaklimatyzowane do pracy w gorącym mikroklimacie, intensywna wentylacja jest wspomagana urządzeniami chłodniczymi, powietrze wpływające do ściany eksploatacyjnej jest schłodzone do temperatury dużo niższej od 28 C, ale wyższej od 20 C, stosuje się chłodzenie powietrza wzdłuż frontu ściany, wydobycie dobowe oraz długość frontu ściany nie powinny być za duże (wielkość wydobycia oraz długość wyrobiska ścianowego dla konkretnych warunków górniczo- -technicznych powinny być poparte wynikami prognoz klimatycznych). Skutecznym środkiem pozwalającym na zapewnienie wzdłuż frontu wyrobiska ścianowego prawidłowych warunków klimatycznych może być zabudowa w ścianie lutniociągu z chłodnym powietrzem. Symulacje [24] komputerowe wykazały, że zastosowanie takiego lutniociągu może dać pozytywny efekt nawet wtedy, gdy temperatura pierwotna skał otaczających jest zbliżona do 50 C. Bardziej szczegółowe rozważania pokazały, że w warunkach bardzo wysokiej temperatury pierwotnej skał, średnica lutniociągu z chłodnym powietrzem nie ma zasadniczego znaczenia na temperaturę powietrza w ścianie (na zewnątrz przewodu lutniowego). Średnica ta ma natomiast duże znaczenie na temperaturę chłodnego powietrza w lutniociągu. Spostrzeżenie to daje możliwość skutecznej walki z wysoką temperaturą powietrza w wyrobiskach ścianowych o małych przekrojach. Zaproponowano, sprawdzone w polskim górnictwie węgla kamiennego, metody prognozowania temperatury powietrza, opracowane w Zakładzie Aerologii Górniczej GIG. Przedstawiony sposób postępowania przy ocenie, zwalczaniu zagrożenia klimatycznego oraz kontroli podjętych środków prewencji jest aktualny również w przypadku zasto-

26 24 sowania metod prognozowania opracowanych przez innych autorów [27]. Literatura 1. Bystroń H.: Kryteria jakości nierozgałęzionych lutniociągów kopalnianych, Wiadomości Górnicze nr 1/ Bystroń H.: Metody obliczania nie rozgałęzionych lutniociągów kopalnianych i oceny ich jakości aerodynamicznej, Archiwum Górnictwa 35, 3 (1990) 3. Chmura K., Chudek M.: Geotermomechanika górnicza, Katowice, Wydaw. Suplement Księgarnia Nakładowa Gapiński D.: Prognozowanie parametrów mikroklimatu w podziemnej sieci wentylacyjnej z wykorzystaniem modelowania przepływów powietrza w wyrobiskach przewietrzanych obiegowo i odrębnie. Prace Naukowe GIG. Górnictwo i Środowisko, Wydanie specjalne nr II/2008, s Holek S.: Opracowanie potencjału ruchu wilgoci i opartych na nim metod prognozowania mikroklimatu wyrobisk. Prace GIG, Seria dodatkowa 6. Knechtel J.: Mapy izolinii pierwotnej temperatury skał Centralnego Okręgu Węglowego LZW dla horyzontów -700, -800 i -900 m. Dokumentacja prac GIG o symbolu /1, Katowice Knechtel J., Markefka P., Zgryza S.: Mapy temperatury pierwotnej skał Górnośląskiego Okręgu Przemysłowego dla horyzontów -450, -550, -650 i -750 m. Prace Naukowe GIG, Komunikat nr 719, Knechtel J.: Metoda prognozowania parametrów mikroklimatu wyrobisk z tłoczącą wentylacją lutniową, uwzględniająca teorię potencjału ruchu wilgoci. Prace Naukowe GIG, Komunikat nr 780, Knechtel J.: Metoda prognozowania temperatury i wilgotności powietrza w ślepych wyrobiskach górniczych. Przegląd Górniczy nr 4/1980, str Knechtel J.: Metoda prognozowania temperatury i wilgotności powietrza w wyrobiskach rozgałęzionych z lutniociągami nie rozgałęzionymi, Przegląd Górniczy nr 2/1984, str Knechtel J.: Metoda prognozowania parametrów mikroklimatu oparta na teorii potencjału ruchu wilgoci dla wyrobisk z ssącą wentylacja lutniową. Dokumentacja prac GIG o symbolu planistycznym 2501 oraz symbolu komputerowym F6, Katowice Knechtel J.: Modelowe rozwiązania klimatyzacyjne dla robót korytarzowych z uwzględnieniem wentylacyjnych środków prewencji zagrożenia klimatycznego oraz z zastosowaniem urządzeń chłodniczych. Dokumentacja prac GIG, symbol I.1.9.1; finansowana przez Komitet Badań Naukowych, Katowice Knechtel J.: Zagrożenie klimatyczne w polskich kopalniach węgla. Prace Naukowe GIG. Komunikat nr Knechtel J.: Rozwiązania obniżające koszty klimatyzacji w kopalniach. Przegląd Górniczy nr 11(926)/2000, str Knechtel J., Gapiński D.: Zaktualizowane mapy izolinii temperatury pierwotnej skał kopalń Górnośląskiego Zagłębia Węglowego (GZW), Katowice, Wydaw. Głównego Instytutu Górnictwa Knechtel J.: Efektywna i ekonomiczna klimatyzacja rejonów eksploatacyjnych i wyrobisk przygotowawczych. Materiały na spotkanie promocyjne. Katowice. Główny Instytut Górnictwa, Knechtel J.: Opracowanie podstaw schematu temperaturowego kopalnianej sieci wentylacyjnej i jego zastosowanie do oceny i zwalczania zagrożenia klimatycznego w kopalni głębokiej. Prace naukowe GIG Górnictwo i Środowisko nr 1, 2005 s Knechtel J.: Badanie zagrożenia klimatycznego w wyrobiskach wirtualnego oddziału wydobywczego, w którym prowadzona jest eksploatacja podpoziomowa. Mechanizacja i Automatyzacja Górnictwa nr 10/429, EMAG-Katowice, Knechtel J.(): Schemat temperaturowy jako nowy środek w profilaktyce zagrożenia klimatycznego rejonów wydobywczych, Prace naukowe GIG Górnictwo i Środowisko, Wydanie specjalne nr II, 2008 s Knechtel J.: Zintegrowany system prognozowania, bieżącej oceny i zwalczania zagrożenia klimatycznego w głębokiej kopalni węgla kamiennego. Prace naukowe GIG Górnictwo i Środowisko, Wydanie specjalne nr VII, 2008 s Knechtel J.: The influence of thermal Insulation of Walls of Workings on Air Temperature. Archives of Mining Sciences Volume 43, Issue 4, page , Kraków Knechtel J.: Zwalczanie zagrożenia klimatycznego w wyrobiskach z wentylacją odrębną drążonych w skałach o skrajnie wysokiej temperaturze pierwotnej. Kwartalnik Pol. Śl. Górnictwo i Geologia, t4, z.3. s , Gliwice Knechtel J.: Wytyczne efektywnej i ekonomicznej klimatyzacji wyrobisk ślepych i oddzia-łów wydobywczych o dużej koncentracji wydobycia (zwłaszcza podpoziomowych) prowadzonych w skałach o temperaturze pierwotnej powyżej 40 0 C. Prace GIG, seria Instrukcje nr Knechtel J.: Klimatyzacja ściany za pomocą lutniociągu z chłodnym powietrzem, materiały konferencyjne 3 Międzynarodowej Konferencji: VĚTRANI, DEGAZACE, KLIMATIZACE A BEZPEČNOST V HORNICTVI, Sepetna, Ostravice na Morawach , str Knechtel J.: Jednostkowy opór aerodynamiczny lutniociągów zbudowanych z lutni elastycznych. Mechanizacja i Automatyzacja Górnictwa nr, EMAG-Katowice, 2011 str Knechtel J.: Wyniki badań jakości uszczelnienia lutniociągów funkcjonujących w kopalniach węgla kamiennego, Przegląd Górniczy nr 12/2011, str Wacławik J., Cygankiewicz J., Knechtel J.: Warunki klimatyczne w kopalniach głębokich, wyd. II poprawione, Biblioteka Szkoły Eksploatacji Podziemnej, Kraków, PAN-Centrum Podstawowych Problemów Gospodarki Surowcami Mineralnymi i Energią 1998

27 Nr 1 PRZEGLĄD GÓRNICZY 25 UKD :622.8:622.86/.88 Zagrożenia naturalne w podziemnym górnictwie węgla w Polsce na tle wybranych krajów europy i świata Natural hazards in underground coal mining in Poland against the background of the selected European countries and countries of the world dr inż. Aleksandra Koteras* ) dr hab. inż. Józef kabiesz* ) dr inż. Renata Patyńska* ) Treść: Podziemne górnictwo węgla jest branżą szczególną z punktu widzenia problemów bezpieczeństwa. Warunki geologiczne, występowanie zagrożeń naturalnych oraz specyficzne dla tej branży warunki pracy są powodem wielu wypadków i zdarzeń, które w konsekwencji prowadzić mogą również do poważnych katastrof. W artykule przedstawiono wybrane statystyki dotyczące wpływu zagrożeń naturalnych na bezpieczeństwo pracy w kopalniach węgla kamiennego Polski, Chin, USA i Czech. Analiza stanu bezpieczeństwa w podziemnym górnictwie węgla została odniesiona do produkcji węgla w wybranych krajach. Przedmiotem analizy były głównie wypadki śmiertelne spowodowane zagrożeniami naturalnymi. Wskazano na główne problemy w zakresie skutecznej profilaktyki w zwalczaniu zagrożeń naturalnych Abstract: Underground coal mining is a specific branch of industry from the point of view of safety problems. Geological conditions, occurrence of natural hazards and specific working conditions are the causes of many accidents which may result in serious disasters. This paper presents the selected statistics concerning the influence of natural hazards on work safety in hard coal mines in Poland, China, the Czech Republic and the USA. The analysis of safety in underground coal mines was referred to the production of coal in the selected countries. This analysis was conducted for fatalities caused by natural hazards. Essential problems connected with effective prevention against natural hazards were indicated. Słowa kluczowe: górnictwo węgla kamiennego, górnicze zagrożenia naturalne, krajowe i światowe statystyki wypadkowości, bezpieczeństwo pracy w podziemnych zakładach górniczych Key words: hard coal mining, natural mining hazards, national and global accident rates statistics, safety of work in underground mining plants 1. Wprowadzenie Węgiel od wieków jest podstawowym surowcem energetycznym, determinującym rozwój gospodarczy poszczególnych krajów świata. Zasoby węgla, dostępne są niemal w każdym rejonie świata, w tym w dużej części w krajach stabilnych politycznie, co znacząco wpływa na atrakcyjność tego surowca energetycznego. Węgiel jest nośnikiem, umożliwiającym stosunkowo niski koszt produkcji energii elektrycznej, ponadto jest dość łatwy i bezpieczny w transporcie. Obecnie węgiel pokrywa około 30 % globalnego zapotrzebowania na energię pierwotną oraz blisko 42 % na energię elektryczną [7]. * ) Główny Instytut Górnictwa w Katowicach. W roku 2013 światowe zużycie węgla wzrosło o 0,8 % w porównaniu do 2,5 % w roku Był to jednocześnie najsłabszy wzrost od roku Węgiel, pomimo spadku dynamiki wzrostu, pozostał najchętniej wykorzystywanym paliwem spośród paliw kopalnych [2]. Światowe wydobycie węgla wzrasta niemal ciągle, a wśród czołowych producentów znajdują się Chiny, których wydobycie stanowi prawie połowę światowego wydobycia ogółem i wyniosło w 2013 roku 3680 mln Mg (rys. 1). Rosnące zapotrzebowanie na węgiel, a tym samym niemal coroczny wzrost jego produkcji, powoduje konieczność sięgania po coraz niższe partie złóż. Wzrostowi głębokości wydobycia towarzyszy wzrost ilości i natężenia zagrożeń naturalnych, co znacząco wpływa nie tylko na koszty wydobywanego węgla, lecz przede wszystkim na bezpieczeństwo pracy w kopalni.

28 26 Rys. 1. Najwięksi producenci węgla ogółem na tle wydobycia światowego i UE (opracowanie własne na podstawie: BP 2013) Fig. 1. Major manufacturers of coal against the background of global and European Union production (own elaboration on the basis of BP 2013) W Polsce węgiel kamienny nie jest łatwo dostępny, a średnia głębokość pokładów, z jakich jest wydobywany to 720 m. Najgłębsze pokłady sięgają prawie 1300 m [14]. Z kolei na terenie Czech jedynym czynnym regionem wydobywczym pozostał rejon Ostrawsko-Karwiński w południowej części Górnośląskiego Zagłębia Węglowego, którego większa część (około 80 %) położona jest w Polsce. Podobnie, jak w Polsce, ze względu na uwarunkowania geologiczne, tektoniczne oraz głębokość, z której wydobywany jest węgiel, zagłębie to należy do najtrudniejszych rejonów wydobycia węgla na świecie. Średnia głębokość wydobycia surowca w rejonie Ostrawsko-Karwińskim wynosi 930 m pod powierzchnią. Najgłębszy szyb Doubrava III w Kopalni Karwina ma długość 1177 m, a najgłębszy czynny poziom wydobywczy znajduje się w Kopalni Paskov, na głębokości 1120 m pod powierzchnią [13]. W Chinach natomiast średnia głębokość eksploatacji wynosi 456 metrów i zwiększa się corocznie o około 20 m. Szczególnie głębokie kopalnie, jak na warunki chińskie, znajdują się we wschodnich Chinach, a ich średnia głębokość eksploatacji wynosi około 600 metrów. Obecnie około 117 kopalń wydobywa węgiel poniżej poziomu 600 m [17]. Coraz trudniejsze warunki geologiczno-górnicze, którym sprzyja rosnąca głębokość eksploatacji powodują nasilanie się naturalnych zagrożeń górniczych będących powodem wielu wypadków i katastrof górniczych. Do wypadków w górnictwie podziemnym prowadzić mogą, m.in., nagromadzenie i wybuch metanu i pyłu węglowego, tąpnięcia, wyrzuty gazów i skał i inne czynniki. Oprócz zagrożeń naturalnych w kopalni występują także zagrożenia techniczne i organizacyjno-ludzkie, spowodowane m.in. stosowanym sprzętem, technologiami, czy też organizacją pracy, nie są one jednak przedmiotem analizy przedstawionej w artykule. 2. Analiza stanu bezpieczeństwa w górnictwie wybranych krajów Analiza stanu bezpieczeństwa w górnictwie światowym wskazuje na niechlubnego lidera wypadkowości w górnictwie, którym są wspomniane już wcześniej Chiny. Zgodnie z danymi chińskiej Państwowej Administracji Bezpieczeństwa Pracy (State Administration of Coal Mine Safety) [16] i danych publikowanych na łamach HazardEx, w roku 2013 w 589 wypadkach w kopalniach węgla zginęło lub uznano za zaginionych blisko 1050 osób [9], w stosunku do 1384 ofiar w roku Liczba wypadków w chińskim górnictwie jest największa w świecie, niemniej jednak, biorąc pod uwagę wielkość wydobycia węgla, wskaźniki wypadkowości na ilość wydobytego węgla są porównywalne z takimi krajami, jak Polska, Czechy czy Indie. Postęp w redukcji wypadków śmiertelnych w kopalniach węgla kamiennego w ostatnich latach, pomimo wciąż dużej ich liczby, jest bardzo widoczny i znaczący. Z analizy wypadkowości w górnictwie Chin wynika, że większość wypadków miała miejsce w kopalniach mniejszych, nielegalnych lub nielicencjonowanych. Liczba takich wypadków była jednak niższa o 29,9 % w porównaniu z rokiem 2011, w którym zginęło 1973 górników. Wskaźnik wypadków śmiertelnych na 1 mln ton wydobytego węgla, spadł więc do poziomu 0,28 przy wskaźniku na poziomie 0,56 w roku 2011 i 0,88 w 2009 [9, 10]. Struktura wypadków śmiertelnych na tle wydobycia w górnictwie węgla w Chinach w latach przedstawiona została na rysunku 2. Rys. 2. Wypadki śmiertelne na tle wydobycia w górnictwie węgla w Chinach w latach (opracowanie własne na podstawie BP 2013, China State Administration of Work Safety) Fig. 2. Number of fatalities against the background of coal mining production in China between 2009 and 2013 (own elaboration on the basis of BP 2013, China State Administration of Work Safety)

29 Nr 1 PRZEGLĄD GÓRNICZY 27 Wśród głównych przyczyn tak dużej liczby wypadków w górnictwie chińskim wymienia się brak odpowiednich szkoleń w zakresie bezpieczeństwa, jak również niewystarczające doświadczenie kadry zarządzającej i samych pracowników w obszarze bezpieczeństwa. Kolejnym powodem jest duża liczba pracowników tymczasowych, bez wystarczającego doświadczeniem i bez odpowiedniego, podstawowego szkolenia w zakresie bezpieczeństwa górniczego. Ponadto wg danych SAWS aż 93 % eksplozji gazu w kopalniach zostało spowodowanych przez problemy z wentylacją. Zupełnie inaczej wygląda sytuacja w górnictwie USA, które należy zaliczyć do jednych z najbezpieczniejszych. Według amerykańskiego Departamentu Zdrowia i Bezpieczeństwa pracy w Górnictwie (US Department of Labor s Mine Safety and Health Administration) w 2013 r. w kopalniach amerykańskich było 20 wypadków śmiertelnych. Biorąc pod uwagę wielkość produkcji węgla w USA, która w roku 2013 wyniosła 892,6 mln ton [2], czyli około jedną czwartą produkcji w Chinach, współczynnik śmiertelności w górnictwie węgla w Chinach jest około 13 razy wyższy. Wypadki śmiertelne na tle wydobycia w górnictwie węgla w USA w latach przedstawione zostały na rysunku 3. Wypadkowość śmiertelna w USA w latach jest większa w przypadku górnictwa podziemnego, co wynika bezpośrednio ze specyfiki górnictwa podziemnego. Liczba zaistniałych wypadków śmiertelnych w podziemnym górnictwie węgla na tle wydobycia w analizowanym okresie została przedstawiona na rysunku 4. Przyczynami wypadkowości śmiertelnej w podziemnych kopalniach węgla w USA w ostatnich pięciu latach był najczęściej zapłon/wybuch pyłów i gazów, co stanowiło niemal 35 % ogółu wypadków zaistniałych w podziemnych kopalniach węgla w tym okresie. Kolejnym czynnikiem wypadkogennym był transport podziemny, który stanowił ponad 19 % zaistniałych wypadków oraz oberwanie się skał ze stropu (13 %) i ociosów (11 %) [12]. Ilościowa analiza wypadkowości śmiertelnej opiera się wyłącznie na danych statystycznych, co pozwala ograniczyć możliwe subiektywne zniekształcenia wyników badania. Analizując jednak cele poszczególnych krajów górniczych skierowane na podnoszenie bezpieczeństwa pracy w górnictwie i doskonalenie działań mających na celu zmniejszenie wypadkowości, należy porównać wskaźniki o charakterze jakościowym. Najczęściej wykorzystywanym w tym celu jest wskaźnik częstości wypadków śmiertelnych na 1 mln ton wydobytego węgla. Porównując jego wielkość w górnictwie Chin, USA i Polski wyraźnie widać, że liczba wypadków w przeliczeniu na ilość wydobytego węgla w przypadku Chin i Polski w ostatnich latach nie różni się już tak bardzo (rys. 4). Stany Zjednoczone od lat utrzymują niski wskaźnik częstości wypadków śmiertelnych. 3. Zagrożenia naturalne w podziemnym górnictwie węgla Rys. 3. Wypadki śmiertelne na tle wydobycia w górnictwie węgla w USA w latach (opracowanie własne na podstawie BP 2013, US Department of Labor) Fig. 3. Number of fatalities against the background of coal mining production in the USA between 2003 and 2013 (own elaboration on the basis of BP 2013, US Department of Labor) Górnictwo podziemne jest branżą szczególną, charakteryzującą się trudnymi warunkami geologiczno-górniczymi i współwystępowaniem wielu zagrożeń oraz specyficznymi dla tej branży warunkami pracy. Ogólny podział zagrożeń występujących w górnictwie obejmuje: zagrożenia naturalne: metanowe, tąpaniami, pożarami endogenicznymi, zawałowe, wodne, pyłowe, wyrzutami gazów i skał, wyrzutami metanu i skał, radiacyjne i klimatyczne. Rys. 4. Wskaźnik częstości wypadków śmiertelnych na 1 mln ton wydobytego węgla w wybranych krajach w latach (opracowanie własne na podstawie US Department of Labor, SAWS, WUG) Fig. 4. Accident rate of fatalities per 1 mln tons of mined coal in the selected countries between 2003 and 2013 (own elaboration on the basis of US Department of Labor, SAWS, WUG)

30 28 zagrożenia techniczne: mechaniczne, energetyczne, technologiczne i pożarami egzogenicznymi. zagrożenia organizacyjno-ludzkie: m.in. organizacja pracy i stanowisk pracy, czynnik ludzki. Najpoważniejsze w skutkach wypadki w górnictwie powodowane są występowaniem zagrożeń naturalnych, takich jak: metanowe, tąpaniami, pożarami endogenicznymi, zawałowe, wodne, wybuchami pyłu węglowego, wyrzutami gazów i skał, wyrzutami metanu i skał, radiacyjne i klimatyczne. Do zagrożeń najbardziej niebezpiecznych w skutkach zaliczyć należy zagrożenie metanowe, pyłowe i tąpaniami [18]. W Chinach natomiast oprócz wymienionych powyżej do najbardziej niebezpiecznych i katastrofogennych zaliczyć trzeba zagrożenie wodne. Dynamika przebiegu tych zdarzeń wielokrotnie prowadzi do zdarzeń katastroficznych. Podstawowe zagrożenia naturalne w górnictwie węgla kamiennego zostały przedstawione na rysunku 5. Rys. 5. Podstawowe zagrożenia naturalne w górnictwie węgla kamiennego [5] Fig. 5. Essential natural hazards in hard coal mining (Dubiński J. 2013) Niestety wiele z katastrof górniczych powodowanych przez zagrożenia naturalne (chociaż nie tylko) swoje podłoże ma w braku lub też niewłaściwych regulacjach dotyczących bezpieczeństwa prowadzenia robot górniczych. Na całym świecie, tysiące górników umiera każdego roku z powodu wypadków górniczych, z czego największą liczbę zgonów corocznie odnotowuje się w górnictwie chińskim [4]. 4. Wypadkowość spowodowana występowaniem zagrożeń naturalnych Analiza porównawcza przyczyn wypadków śmiertelnych w poszczególnych górniczych krajach świata wymaga ujednolicenia definicji i pojęć opisujących zagrożenia górnicze i przyporządkowania im poszczególnych wypadków w analizowanych krajach. Biorąc pod uwagę dostępność danych, jakoś opisów i sposób publikowania statystyk w poszczególnych krajach nie jest to zadanie łatwe. Ponadto różne definiowanie poszczególnych zdarzeń wypadkowych i klasyfikowanie wypadków dodatkowo wpływa na możliwość analizy porównawczej. Analiza porównawcza wypadkowości śmiertelnej w górnictwie węgla w Australii, RPA, Indiach, Chinach i USA w latach z uwzględnieniem powyższych elementów została przeprowadzona przez Uniwersytet w Wollongong w Australii. W analizie wyodrębniono zagrożenia główne, czyli takie, które mogą powodować zbiorowe wypadki śmiertelne oraz zagrożenia, które powodują wypadki indywidualne. Wyniki analizy wypadkowości śmiertelnej w górnictwie węgla w wymienionych krajach wykazała, że na przykład w górnictwie węgla w Chinach w analizowanym okresie aż 94 % wszystkich wypadków śmiertelnych jest powodowanych przez zagrożenia główne, czyli: wybuchy (60,7 %), wpływ wody do wyrobisk (16 %), pożary podziemne (6,5 %) oraz oberwanie się skał stropowych (5,3 %). W przypadku pozostały krajów jedynymi porównywalnymi wartościami mogą być dane dotyczące liczby wypadków śmiertelnych powodowanych przez wybuchy i oberwanie się skał stropowych. Ich procentowy udział w ogólnej wartości wypadków wynosi kolejno 27,7 % i 14,7 % w przypadku USA, 14,3 % i 22 % w przypadku Indii, 3,5 % i 24,7 % w przypadku RPA oraz 37,2 % i 4,4 % w przypadku Polski [8, 19]. Analiza w ostatnich pięciu latach, , została przeprowadzona na podstawie tych samych źródeł danych, a prezentowane wyniki dotyczą Chin, USA, Polski oraz Czech. Kwalifikacja poszczególnych zdarzeń do danej przyczyny wypadku wymagała każdorazowej analizy poszczególnych wypadków na podstawie publikowanych opisów danego zdarzenia, bądź też notatek prasowych w przypadku braku danych informacji. Poniżej przedstawione zostały rezultaty przeprowadzonej analizy, niemniej jednak nie dokonano grupowania przyczyn zdarzeń, tak aby utrzymać wyższą wiarygodność wyników. W analizowanym okresie w przypadku Chin w dalszym ciągu głównymi przyczynami największych katastrof górniczych były wybuchy (64,8 %) oraz wpływ wody do wyrobisk (17,8 %), pożary podziemne z nieco mniejszym udziałem (5,7 %) w porównaniu do oberwania się skał stropowych (6,8 %) (tabl. 1). Tablica 1. Ofiary śmiertelne w chińskim górnictwie węgla w podziale na zagrożenia (opracowanie własne na podstawie: Table 1. Number of fatalities in the Chinese coal mining industry divided for different hazards (own elaboration on the basis of zagrożenie Razem Eksplozja gazu/pyłu Pożar Zawał Zatrucie gazem Wodne Uduszenie CO Należy jednak pamiętać, że statystyki wypadkowości w górnictwie chińskim obejmują również wspomnianą już liczbę ofiar uznanych za zaginione. Statystyki te są mówią o niemal 550 ofiarach zaginionych w analizowanym okresie ostatnich 5 lat. W przypadku wypadków powodowanych przez występowanie zagrożeń naturalnych w podziemnym górnictwie węgla w Stanach Zjednoczonych, najwięcej ofiar śmiertelnych w analizowanym okresie spowodowanych było zapaleniem lub wybuchem gazu lub pyłu węglowego. Liczba ofiar śmiertelnych wyniosła 30 osób, co stanowiło 60 % ogółu wypadków śmiertelnych spowodowanych przez zagrożenia naturalne (tabl. 2). Należy jednak zauważyć, że był to jedyny wypadek tego typu w analizowanym okresie.

31 Nr 1 PRZEGLĄD GÓRNICZY 29 Tablica 2. Liczba ofiar śmiertelnych w podziemnym górnictwie węgla USA ze względu na zagrożenie naturalne powodujące wypadek (opracowanie własne na podstawie danych U.S. Department of Labor) Table 2. Number of fatalities in the USA coal mining industry divided for natural hazards (own elaboration on the basis of US Department of Labor data) Zagrożenie Razem Oberwanie się skał ze stropu Oberwanie się skał ociosów Zapalenie lub wybuch gazów lub pyłu węglowego Spadnięcie, stoczenie się lub osunięcie mas i brył skalnych W przypadku górnictwa polskiego do najgroźniejszej w skutkach aktywizacji zagrożeń naturalnych należy zaliczyć zapalenie lub wybuch gazów, które stanowiły 48,9 % wszystkich zaistniałych wypadków śmiertelnych w ostatnich pięciu latach, oberwanie się skał ze stropu z 27,7 % udziałem oraz spadnięcie, stoczenie się lub osunięcie mas i brył skalnych 10,6 % (tabl. 3). Tablica 3. Liczba wypadków śmiertelnych w podziemnym górnictwie węgla Polski ze względu na zagrożenie naturalne powodujące wypadek (GIG 2014) Table 3. Number of fatalities in the Polish coal mining industry divided for natural hazards (GIG 2014) Zagrożenie Razem Oberwanie się skał ze stropu Oberwanie się skał z ociosów Wdarcie wody lub kurzawki Zapalenie lub wybuch gazów Spadnięcie, stoczenie się lub osunięcie mas i brył skalnych Tąpniecie W analizie wypadkowości śmiertelnej spowodowanej występowaniem zagrożeń naturalnych w podziemnym górnictwie węgla, jak już wcześniej wspomniano, uwzględniono również Czechy. Mimo że produkcja węgla kamiennego w tym kraju nie przekracza 9 mln ton, to podobne warunki geologiczno-górnicze prowadzonej działalności eksploatacyjnej pozwalają na porównanie jej z górnictwem polskim. Ze statystyk wypadkowości śmiertelnej spowodowanej aktywacją zagrożeń naturalnych w tym kraju dla analizowanego okresu wynika, że większość wypadków śmiertelnych spowodowana była właśnie zagrożeniami naturalnymi (58 %). Najczęstszą przyczyną wypadków śmiertelnych były wstrząsy (50 %). Stoczenie się spadnięcie, lub osunięcie mas i brył skalnych oraz przebywanie w atmosferze gazów szkodliwych stanowiły przyczynę pozostałych wypadków. 5. Profilaktyka w zwalczaniu zagrożeń naturalnych Podziemne środowisko pracy w kopalniach węgla charakteryzuje się występowaniem zagrożeń naturalnych, których większość to zagrożenia katastrofogenne. Stanowi to wielkie wyzwanie zarówno dla bezpieczeństwa pracy załóg górniczych, jak również dla zapewnienia równowagi pomiędzy działalnością produkcyjną i uzyskiwanymi wynikami ekonomicznymi a wymaganiami bezpieczeństwa i wydatkami na jego poprawę [3]. Eksploatacja węgla musi być więc prowadzona przy nieustannym prowadzeniu działań profilaktycznych mających na celu zapewnienie bezpieczeństwa pracy załóg górniczych. Ciągły monitoring połączony ze specjalistyczną interpretacją i analizą danych pomiarowych jest podstawowym elementem w przypadku występowania tak licznych zagrożeń naturalnych, gdzie geofizyczne oraz inne metody fizyczne znajdują szerokie zastosowanie. Niezbędne jest również wprowadzanie i przestrzeganie optymalnych zasad projektowania eksploatacji w warunkach występowania powyższych zagrożeń, a także technologii obniżających ich poziom [11]. Podkreślić należy, że czynnik ludzki jest nadal często przyczyną zaistniałych wypadków. Stąd wszelkie kwestie związane z organizacją pracy, szkoleniem pracowników oraz kształtowaniem probezpiecznych zachowań mają istotne znaczenie dla bezpieczeństwa pracy w górnictwie. 6. Podsumowanie Podziemne górnictwo węgla jest branżą bardzo specyficzną, o której bezpieczeństwie decyduje wiele czynników zarówno natury technicznej i organizacyjnej, jak również wynikające z naturalnych uwarunkowań geologiczno-górniczycg w rejonie eksploatacji. Mimo, iż klasyfikacja poszczególnych wypadków rożni się w zależności od danego kraju, z przeprowadzonej analizy wynika, że wśród najistotniejszych przyczyn wypadków w podziemnym górnictwie węgla znajdują się wybuchy gazu i pyłu węglowego. Wśród częstych przyczyn wypadków śmiertelnych znajdują się również oberwania skał ze stropu, spągu i ociosu, Spadnięcie, stoczenie się lub osunięcie mas i brył skalnych oraz tapnięcia. Wypadki te mają zazwyczaj charakter katastrofogenny, co pociąga za sobą wiele ofiar śmiertelnych. W celu ograniczenia zagrożeń naturalnych będących powodem wypadkowości w górnictwie powinno być m.in. stosowanie odpowiednich, nowoczesnych rozwiązań technicznych i organizacyjnych, wspomagających wykrywanie i monitorowanie zagrożeń, formułowanie i implementowanie przepisów i zasad dotyczących profilaktyki i zwalczania zagrożeń, ale również przez ich właściwe egzekwowanie. Duże znaczenie ma tutaj również stosowne doświadczenie i odpowiednie szkolenia kadry górniczej. Literatura: 1. Aden N., Fridley D., Zheng N.: China s Coal Industry: Resources, Constraints, and Externalities. Ernest Orlando Lawrence Berkeley National Laboratory 2009, USA 2. BP Statistical Review of World Energy Londyn, BP p.l.c., Bradecki W., Dubiński J.: Effect of the restructuring of the Polish coal- -mining industry on the level of natural hazards. Archives of Mining Sciences. Vol. 50, issue 1. Kraków,2005, pp Coal mining disasters, dostęp w dniu Dubiński J.: Journal of Sustainable Mining, Vol. 12 (2013), No Dubiński J.: New safety technologies in underground mines. Proc. of the 20th World Mining Congress Mining and Sustainable Development, Vol. 1. Teheran, 2005, pp Euracoal Annual Report 2013, European Association for Coal and Lignite, April Harris J., Kirsch P., Shi M., Li J., Gagrani A., Krishna ES A., Tabish A., Arora D., Kothandaraman K., Cliff D.: Comparative Analysis of

32 30 Coal Fatalities in Australia, South Africa, India, China and USA, , 14th Coal Operators Conference, University of Wollongong, The Australasian Institute of Mining and Metallurgy & Mine Managers Association of Australia, 2014, HazardEx, IML Group plc: China coal mine safety improves, but fatalities still high Dostępne w internecie: net. Dostęp w dniu HazardEx, IML Group plc: Coal mine incident in China kills Dostępne w internecie: Dostęp w dniu Konopko W.: Warunki bezpiecznej eksploatacji pokładów węgla zagrożonych metanem, tąpaniami i pożarami endogenicznymi. Praca zbiorowa. Wyd. Główny Instytut Górnictwa, Katowice, MSHA Fatality Statistics, U.S. Department of Labor. Dostępne w internecie: Dostęp w dniu New World Resources: OPEN MINE Magazyn, 1/2011, New World Resources N. V., Holandia, Puls Biznesu,: Problemy z polskim węglem za dużo i za drogi, :08; dostęp w dniu Raport Roczny (2013) o stanie podstawowych zagrożeń naturalnych i technicznych w górnictwie węgla kamiennego. Praca zbiorowa pod kierunkiem Kabiesz J., GIG, Katowice SAWS, State Administration of Coal Mine Safety. Dostępne w internecie: Dostęp w dniu Woodhead Publishing Limited: The Coal Handbook: Towards Cleaner Production: część 2: Coal Utilisation. Praca zbiorowa pod redakcją Osborne D., Woodhead Publishing Wyższy Urząd Górniczy: Ocena stanu bezpieczeństwa pracy, ratownictwa górniczego oraz bezpieczeństwa powszechnego w związku z działalnością górniczo-geologiczną w 2013 roku, Katowice, Wyższy Urząd Górniczy: Stan bezpieczeństwa i higieny pracy w górnictwie w 2010 roku, Katowice 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!!!

33 Nr 1 PRZEGLĄD GÓRNICZY 31 UKD 622.8:622.4: Analiza warunków wentylacyjno-gazowych w trakcie prowadzenia próby podziemnego zgazowania metodą szybową Analysis of gas and ventilation conditions during a test of underground gasification with the use of shaft method Dr hab. inż. Eugeniusz Krause, prof. GIG* ) dr inż. Alicja Krzemień* ) Treść: W niniejszym artykule przedstawiono analizę sytuacji wentylacyjno-gazowej, która powstała w wyniku rozszczelnienia reaktora podczas eksperymentu podziemnego zgazowania węgla w pokładzie 310 w Kopalni Doświadczalnej Barbara Głównego Instytutu Górnictwa (GIG). W wyniku procesu zgazowania węgla powstaje bogaty w wodór, a także tlenek węgla, gaz syntezowy, który odprowadzany jest z georeaktora na powierzchnię siecią rurociągów. W stanie awaryjnym istnieje możliwość wydostania się mieszaniny gazu procesowego z reaktora lub z rurociągu do czynnych wyrobisk sieci wentylacyjnej kopalni. Omówiono czynniki, które mogą doprowadzić do wypływu gazów z reaktora oraz określono możliwe scenariusze wystąpienia zdarzeń niebezpiecznych, tj. zapalenie gazu procesowego lub wybuchu mieszaniny powietrzno-gazowej. Przeprowadzono obliczenia przy wykorzystaniu zmodyfikowanego równania Le Chateliera, pozwalającego na ocenę możliwości powstania warunków wystarczających do zaistnienia każdego z badanych zdarzeń krytycznych. Doświadczenia uzyskane w trakcie prowadzenia procesu podziemnego zgazowania węgla w KD Barbara GIG mogą być wykorzystane na etapie przygotowania kolejnych prób PZW w kopalniach węgla kamiennego. Abstract: This paper presents an analysis of gas and ventilation conditions which occurred due to depressurization of a georeactor during a test of underground coal gasification in coal seam no. 310 in the testing mine Barbara led by the Central Mining Institute (CMI). The underground gasification process generates hydrogen- and carbon oxide-rich syngas which is released by a network of pipelines onto the surface. In case of emergency, the process gas may escape from the georeactor of the pipeline into active excavations of the ventilation system of the mine. This paper also presents some factors which may cause an escape of gases from a georeactor and determines possible scenarios of hazardous events occurrence, e.g. ignition of process gas or explosion of air-gas mixture. Series of calculations were performed with the use of the modified Le Chatelier principle which allows to assess the possibility of creating conditions feasible for each of the tested critical events to occur. Experience obtained during the underground coal gasification process in the testing mine Barbara of the CMI may be applied in the preparation of successive UCG tests in hard coal mines. Słowa kluczowe: zgazowanie węgla pod ziemią, bezpieczeństwo procesu PZW, rozszczelnienie georeaktora, mieszanina powietrzno-gazowa Key words: underground coal gasification, safety of UCG process, georeactor depressurization, air-gas mixture 1. Wprowadzenie Podziemne zagazowanie węgla (PZW) metodą szybową w kopalni czynnej lub likwidowanej niesie ze sobą wiele trudności związanych z zaprojektowaniem budowy i obsługi procesu, przy wykorzystaniu istniejących wyrobisk sieci wentylacyjnej kopalni. Technologia PZW jest znana i rozwijana już od początku ubiegłego wieku [4, 11]. * ) Główny Instytut Górnictwa w Katowicach. Proces podziemnego zgazowania przebiega analogicznie do technologii zgazowania węgla na powierzchni, jest jednak bardziej złożony i generuje dodatkowe zagrożenia dla otaczającego go środowiska podziemnego [14]. Georeaktor tworząc wyrobiska górnicze, a także parcelę pokładu węgla, w której wykonywany jest otwór lub otwory technologiczne umożliwiające doprowadzenie czynników zgazowujących (tlenu, powietrza, pary wodnej) oraz odprowadzenie gazu procesowego. Proces zgazowania rozpoczyna się od zapalenia węgla w pokładzie. Doprowadzenie czynnika zgazowującego powoduje rozwój procesu zgazowania i przemieszczanie się

34 32 frontu przebiegającego procesu zgodnie z kierunkiem przepływu gazu procesowego odprowadzanego na powierzchnię [3]. Niewątpliwym atutem tej technologii jest pozyskiwanie gazu procesowego bezpośrednio w miejscu zalegania złoża i możliwość zgazowywania cienkich pokładów węgla lub resztek niewyeksploatowanych pokładów. Kaloryczność gazu syntezowego, będącego produktem spalania węgla oraz jego skład, zależą przede wszystkim od rodzaju doprowadzanego czynnika zgazowującego, a także od typu węgla, w którym przebiega proces zgazowania. Prowadzenie zgazowania w czynnej lub też w likwidowanej kopalni węgla kamiennego jest przedsięwzięciem trudnym i złożonym, przede wszystkim ze względu na samą technologię stosowaną na dużą skalę, ale także ze względu na jej dostosowanie do istniejącej podziemnej infrastruktury kopalni. Problemy, jakie pojawiają się na etapie przygotowywania i analizy procesu PZW mogą wynikać z braku informacji dotyczących możliwych awarii, czy zakłóceń w pracy georeaktora oraz instalacji, zarówno na etapie jej rozruchu, obsługi czy zatrzymania procesu. Metoda szybowa zakłada udostępnienie georeaktora w pokładzie węgla wykonane za pomocą szybu lub upadowej [1, 10]. Przeprowadzenie prób podziemnego zgazowania w Kopalni Doświadczalnej Barbara w latach 2010 i 2013 [13, 17] ukierunkowane było na otrzymywanie gazu procesowego o wysokiej zawartości wodoru. W Kopalni Doświadczalnej Barbara Głównego Instytutu Górnictwa zbudowano podziemną i naziemną instalację umożliwiającą prowadzenie prób zgazowania w skali półtechnicznej. Zrealizowany eksperyment pozwolił na określenie technicznych możliwości wpływu na skład gazu procesowego i przebieg procesu poprzez kontrolę podstawowych parametrów termodynamicznych prowadzenia procesu [3, 17]. Zgazowanie węgla przeprowadzone w 2013 roku zostało ukierunkowane na zagrożenia środowiskowe wynikające z realizacji procesu pod ziemią, takie jak zanieczyszczenie podziemnych zbiorników wodnych [12] oraz potencjalne wypływy wybuchowych i toksycznych gazów do górotworu w środowisku georeaktora. Wyniki tego eksperymentu stanowią podstawę publikacji obejmującej swym zakresem problemy i wyzwania gazowo-wentylacyjne związane z lokalizacją georeaktora w podziemiach kopalni węgla kamiennego. Prowadzenie procesu PZW w warunkach czynnej czy nawet zlikwidowanej kopalni jest procesem trudnym, głównie ze względu na konieczność zapewnienia pełnej kontroli nad sterowalnością procesu, w tym nad rozkładem reagentów w procesie zgazowania, prędkością przesuwania się frontu procesu w kanale ogniowym, wydatku migrującej wody, temperatury otaczających skał w trakcie procesu [2], a także składu powietrza w czynnych wyrobiskach w otoczeniu georeaktora. 2. Warunki prowadzenie próby podziemnego zgazowania węgla w kd barbara W sierpniu 2013 roku w Kopalni Doświadczalnej Barbara na poziomie 30 metrów została przeprowadzona próba podziemnego zgazowania węgla. Georeaktor podziemnego zgazowania usytuowano w parceli pokładu 310, okonturowanej czynnymi wyrobiskami wykonanymi w latach 50. w obudowie murowo-betonowej. Na rysunku 1 przedstawiono wyrobisko w obudowie murowo-betonowej okonturowujące georeaktor od strony doprowadzenia świeżego powietrza, a w perspektywie widoczna jest wykonana tama izolacyjna z przepustem tamowym otwartym o średnicy 0,8 m. W wyrobiskach okonturowujących georeaktor zabudowano drugą tamę izolującą przeciwwybuchową, która w przypadku powstania stanu awaryjnego umożliwiała przerwanie ciągłości przewietrzania i odizolowanie wyrobisk okonturowujących georeaktor od czynnych wentylacyjnie wyrobisk. Rys. 1. Wyrobisko w obudowie murowej-betonowej okonturowujące georeaktor od strony wlotu powietrza Fig. 1. Excavation in brick lining surrounding the georeactor from the side of the air inlet Z wyrobisk okonturowujących parcelę pokładu 310 przeznaczoną do przeprowadzenia próby podziemnego zgazowania węgla dla georeaktora wykonano dwa połączone kanały ogniowe OI i OII, których usytuowanie względem siebie było w kształcie litery litery V (rys. 2). W kanale OI na kontakcie z obudową betonową wyrobiska wykonano betonową komorę do, której podawany były rurociągiem 0,15 m tlen jako czynnik zgazowujący. Ocios chodnika w obudowie betonowej w miejscu zabudowy komory został oryglowany w celu niedopuszczenia do powstania rozszczelnienia ociosu wyrobiska. Wzmocnienie ryglami pionowymi i poziomymi ociosu wyrobiska w miejscu zabudowy komory, wykraczało poza założenia projektu, które nie przewidywały takiego zabezpieczenia. Gaz procesowy odprowadzany był na powierzchnię z kanału OII rurociągiem 0,2 m. Zapalenie węgla pokładu 310 w georeaktorze wykonano w oparciu o skonstruowany ładunek zapalający, którego zainicjowanie przeprowadzono zapalarką górniczą stosowaną w górnictwie podziemnym. Wyrobiska okonturowujące parcelę pokładu 310 w obrębie georeaktora przewietrzane były wentylacją opływową, wydatki oraz kierunki powietrza w wyrobiskach wentylacyjnie związanych z georeaktorem przedstawiono na uproszczonym schemacie (rys. 2). Aby ograniczyć możliwość powstania strefy niebezpiecznych nagromadzeń gazów wybuchowych w wyrobiskach w przypadku niekontrolowanego ich przedostania się do czynnych wyrobisk z georeaktora lub instalacji odprowadzania gazu zastosowano następujące działania: zaprojektowano lokalizację georeaktora w bliskiej odległości od szybu wentylacyjnego. Ograniczono wpływ pola potencjałów aerodynamicznych w czynnych wentylacyjnie wyrobiskach okonturowujących georeaktor poprzez odpowiedni dobór wydatków i kierunków przepływu powietrza. zainstalowano system automatycznej aerometrii górniczej [15], obejmujący czujniki anemometrii i gazometrii automatycznej rozmieszczone wg schematu przedstawionego

35 Nr 1 PRZEGLĄD GÓRNICZY 33 Rys. 2. Usytuowanie georeaktora oraz stacji pomiarowych na wycinku uproszczonego schematu przestrzennego na poziomie 30 metrów w KD Barbara (opracowano na podstawie [7]) Fig. 2. Location of the georeactor and measurement stations in the section of a simplified spatial scheme at 30 m in the testing mine Barbara (elaborated on the basis of [7]) na rysunku 2. System ten pozwolił na prowadzenie bieżącej oceny przewietrzania wyrobisk okonturowujących georeaktor. Rozmieszczenie anemometrów poza wyrobiskami okonturowującymi georeaktor stworzyło możliwość dostępu do kontroli czujników oraz bieżące prowadzenie bilansu wentylacyjnego w wyrobiskach wentylacyjnie związanych z georeaktorem. Rejestracja wskazań czujników odbywała się u dyspozytora kopalni. Zainstalowano system poboru prób powietrza do analizy chromatograficznej za pośrednictwem linii wężowych zabudowanych w wyrobiskach w punktach pomiarowych I, II i III, do kontroli chromatograficznej na powierzchni, Dodatkowo w bezpośrednim sąsiedztwie wlotu powietrza do szybu wentylacyjnego na poziomie 30 metrów zabudowano czujnik rejestrujący zawartość wodoru. Czujnik ten sterował otwarciem przepustnic w kanale szybu wydechowego zwiększając wydatek powietrza świeżego z powierzchni przez wentylator główny obniżając stężenie wodoru w powietrzu odprowadzanym z poziomu 30 metrów do szybu wentylacyjnego oraz do wentylatora głównego. Nadmienić należy, że usytuowanie georeaktora w sieci wentylacyjnej oraz układ czynnych wyrobisk związanych z georeaktorem stwarzają możliwość bezpośredniego odprowadzenia gazów procesowych do szybu wentylacyjnego. W warunkach rozszczelnienia górotworu w otoczeniu georeaktora lub awarii rurociągów odprowadzających gaz procesowy na powierzchnię przepustnice zabudowane w kanale wentylatora sterowane czujnikiem rejestrującym zawartość wodoru w szybie wentylacyjnym ograniczają niejako możliwość powstania wybuchu w stacji wentylatorowej na powierzchni. 3. Analiza i ocena sytuacji wentylacyjno-gazowej powstałej w trakcie prowadzenia eksperymentu podziemnego zgazowania Przeprowadzona analiza i ocena sytuacji wentylacyjno- -gazowej zakładała możliwość powstania stanów awaryjnych w czynnych wyrobiskach po rozszczelnieniu georeaktora, w razie uszkodzenia instalacji odbioru gazu procesowego, a także po niekontrolowanym przedostaniu się gazu procesowego do wyrobisk z otoczenia georeaktora. Pozwoliło to również na ocenę możliwość zapalenia lub wybuchu mieszaniny gazów procesowych z powietrzem kopalnianym, a także na identyfikację możliwych inicjałów takich zdarzeń w warunkach kopalnianych [16]. W okresie eksperymentu PZW in-situ realizowanego w KD Barbara dokonano analizy prawie 500 próbek gazu procesowego z georeaktora w trakcie zgazowania węgla oraz w okresie wygaszania generatora zgazowania. Umożliwiło to na monitoring przebiegu procesu oraz wskazanie momentu, w którym doszło do rozszczelnienia georeaktora. Spośród wszystkich próbek objętych analizą w niniejszej publikacji przedstawiono 5 reprezentujących trzy etapy procesu (tabl. 1), tj.: uruchomienie procesu zgazowania: próbka a gazu procesowego (4. godzina eksperymentu) i próbka b gazu procesowego (10. godzina eksperymentu), stabilna praca georeaktora: próbka c gazu procesowego (4. godzina eksperymentu) i próbka d gazu procesowego (97. godzina eksperymentu), rozszczelnienie georeaktora po wypaleniu się gazu procesowego: próbka e gazu procesowego (147. godzina eksperymentu).

36 34 W celu wyznaczenia minimalnej ilości tlenu w gazie procesowym, niezbędnej do zaistnienia wybuchu, przeprowadzono obliczenia z wykorzystaniem zmodyfikowanego wzoru Le Chateliera dla składników palnych zawartych w mieszaninie oraz dla składników palnych przy zawartości gazów niepalnych w mieszaninie (CO 2 +N 2 ) [5, 6, 7, 8]. Dla określenia niebezpieczeństwa wybuchu mieszaniny gazowej za Pawłowicz [9] wykorzystano nierówność (1) pełnienie warunku oznacza przekroczenie granicy alarmowej dla mieszaniny wybuchowej gdzie: c CH4 % vol, c CO % vol, C H2 +C 2 H 6 % vol, procent objętościowy gazu w mieszaninie (z pomiaru), % vol, Do zaistnienia zjawiska wybuchu niezbędna jest odpowiednia zawartość tlenu w mieszaninie gazowej. Jej minimalną wartość, C O2 % vol,w mieszaninie gazów oblicza się z nierówności Przeprowadzona ocena zagrożenia wybuchowego w próbkach gazu procesowego wykazała, że na początku eksperymentu, tj. w fazie uruchamiania georeaktora zawartość tlenu w gazie procesowym wynosząca 5,79 % była wystarczająca do zaistnienia wybuchu w rurociągu (próbka a ). Należy jednak zauważyć, że okres uruchamiania (rozpalania) georeaktora charakteryzuje się dosyć intensywnym przebiegiem spalania węgla, co przy wydatku powietrza doprowadzanego do zainicjowania procesu zgazowania, nie spowoduje powstania temperatury o wartości umożliwiającej zapalenie gazu procesowego. Na etapie stabilnej pracy georeaktora, zarówno w samym reaktorze, jak i w rurociągu odprowadzającym produkty zgazowania, nie występowały dla zakładanych średnich stężeń gazów warunki wystarczające do zaistnienia wybuchu (wzór 2). Zawartość tlenu w gazie procesowym była niższa niż wartość wymagana do zaistnienia wybuchu. Należy jednak zauważyć, że sytuacja ta dotyczy mieszaniny gazów odprowadzanych rurociągiem na powierzchnię. Rozszczelnienie rurociągu może spowodować pojawienie się dodatkowego źródła dopływu powietrza kopalnianego zawierającego objętościowo około 20 % tlenu. (1) (2) Prawdopodobieństwo wystąpienia atmosfery wybuchowej/ palnej w stabilnym stanie pracy georeaktora jest bardzo małe, natomiast prawdopodobieństwo wystąpienia efektywnego źródła zapłonu należy uznać za wysokie, z uwagi na wysoką temperaturę gazów procesowych, która zgodnie z założeniami projektowymi wynosi powyżej 600 o C. Jeżeli w trakcie procesu zgazowania nastąpi rozszczelnienie georeaktora i przedostanie się do niego powietrze, wtedy prawdopodobieństwo powstania atmosfery wybuchowej w georeaktorze rośnie, gdyż temperatura gazów wewnątrz georeaktora jest wystarczająca do inicjacji zjawiska zapalenia i wybuchu mieszaniny gazów. Możliwość powstania wybuchu/zapalenia gazu może także być spowodowana mniejszym wydatkiem gazu procesowego transportowanego rurociągiem na powierzchnię, od wydatku gazu procesowego produkowanego w georeaktorze. Taki stan spowoduje cofnięcie się gazu procesowego w georeaktorze, w kierunku doprowadzonych mediów (powietrze, tlen) przyczyniając się do wzrostu zawartości tlenu. Gaz procesowy po rozmieszaniu się z doprowadzanym do georeaktora czynnikiem zgazowującym spowoduje utworzenie się w georeaktorze pewnej objętości mieszaniny wybuchowej/ palnej w bliskiej odległości od miejsca przebiegającego procesu zgazowania. W tej sytuacji inicjałem zapalenia się lub wybuchu mieszaniny gazu procesowego z czynnikiem zgazowującym jest temperatura w georeaktorze powyżej temperatury zapłonu. Istnieje również możliwość zapalenia się i/lub wybuchu gazu w instalacji transportującej gaz procesowy z georeaktora na powierzchnię. Do aktywacji tego scenariusza może dojść po rozszczelnieniu sieci rurociągów, które spowoduje przedostanie się powietrza kopalnianego, podwyższenia zawartości tlenu w gazie procesowym i powstania mieszany wybuchowej. Objętościowa ilość tlenu zasilającego gaz procesowy po rozszczelnieniu rurociągu (uzależniona od rozmiarów uszkodzeń) będzie decydowała o spełnieniu warunku opisanego wzorem (2) i o możliwości powstania atmosfery wybuchowej/palnej wewnątrz rurociągu. Ostatnią z rozpatrywanych możliwych przyczyn zaistnienia zapalenia/wybuchu gazu w trakcie eksperymentu PZW jest rozszczelenienie georeaktora lub amputacja rurociągu powodująca całkowite przerwanie jego ciągłości. Możliwość powstania niebezpiecznych nagromadzeń gazu procesowego w wyrobisku sąsiadującym z georeaktorem może być wynikiem rozszczelnienia obmurza betonowego izolującego georeaktor, co w warunkach nadciśnienia w georeaktorze może spowodować wypływ gazu do wyrobisk okonturowujących Tablica 1. Wyznaczenie minimalnej zawartości tlenu w mieszaninie gazowej niezbędnej do wybuchu mieszaniny gazów Table 1. Minimal content of oxygen in the gas mixture necessary for the gas mixture explosion Rodzaj parametru próbka a % obj. próbka b % obj. próbka c % obj. próbka d % obj. próbka e % obj. CO 2 13,49 14,31 17,14 16,89 16,35 C 2 H 6 0,05 0,03 0,04 0,03 0,02 H 2 22,79 38,83 32,95 36,92 4,20 Skład gazu O 2 5,79 0,80 3,89 2,48 0,48 N 2 38,88 3,79 17,12 10,31 72,58 CH 4 2,20 1,51 1,36 1,24 0,90 CO 17,80 40,54 27,22 31,85 5,46 Wybuchowość mieszaniny gazów produktów zgazowania w rurociągu odprowadzającym gaz 7,52 13,14 10,61 11,94 1,66 procesowy (wzór 1) Minimalna zawartość tlenu w gazie procesowym niezbędna do zaistnienia wybuchu (wzór 2) 5,77 5,63 5,60 5,58 6,11

37 Nr 1 PRZEGLĄD GÓRNICZY 35 georeaktor. Biorąc pod uwagę wydatek powietrza płynącego wyrobiskami okonturowującymi georeaktor na poziomie 1 m 3 /s, co przy przekroju wyrobiska 5,6 m 2 daje prędkość przepływu powietrza 0,18 m/s, może to przyczynić się do powstania w tym wyrobisku przystropowych wybuchowych nagromadzeń gazu procesowego z powietrzem wentylacyjnym. Prędkość powietrza poniżej 0,3 m/s w wyrobiskach okonturowujących georeaktor stwarza możliwość powstawania przystropowych nagromadzeń gazów wybuchowych. Ponadto wysoka temperatura gazu procesowego może spowodować mieszanie się gazu procesowego z powietrzem płynącym wyrobiskiem, powodując powstanie określonej objętości mieszaniny wybuchowej. Jak już wcześniej wspomniano eksperyment podziemnego zgazowania węgla przeprowadzony został w Kopalni Doświadczalnej Barbara w 2013 roku. Zgazowanie węgla prowadzone było poprzez podawanie tlenu do kanału OI (rysunek 2). W okresie sześciu dni prowadzenia procesu zgazowania zawartość tlenu w gazie procesowym odprowadzanym z kanału OII mieściła się w przedziale 0,01 6,62 %, co świadczy o nie spełnieniu warunku opisanego wzorem (2) koniecznego do zaistnienia wybuchu/zapalenia gazu w rurociągu odprowadzającym gaz na powierzchnię, poza próbką a gazu procesowego, której analiza została omówiona wcześniej. Ponadto w tym czasie w wyrobiskach nie rejestrowano przekroczeń dopuszczalnych progowych stężeń gazów. Zarejestrowane niewielkie zmiany wskazań anemometrów automatycznego pomiaru prędkości powietrza w dniach pierwszym i drugim potwierdziły jedynie fakt przeprowadzonej regulacji rozpływów powietrza płynącego wyrobiskami na poziomie 30 m. W okresie od drugiego do szóstego dnia przebiegu procesu zgazowania, wyrobiska na poziomie 30 m wentylacyjnie związane z georeaktorem były przewietrzane stabilnie. W okresie od drugiego do szóstego dnia zarejestrowane stężenia tlenku węgla w chodnikach, pod stropem wyrobisk wahały się w przedziale od 100 do 1400 ppm. Wydatek powietrza w ilości 1 m 3 /s płynącego wyrobiskami okonturowującymi georeaktor przy niewielkiej prędkości powietrza pod stropem wyrobiska był przyczyną powstawania nagromadzeń wybuchowego gazu procesowego migrującego przez nieszczelności otoczenia georeaktora do wyrobisk. Gaz ten zmieszany z powietrzem tworzył wybuchową mieszaninę powietrzno-gazową, dla której inicjałem wybuchu mógł być przemieszczający się z georeaktora płomień palącego się gazu procesowego lub z mniejszym prawdopodobieństwem samozapłon gazu procesowego o temperaturze powyżej 600 o C wypływającego przez stwierdzoną podczas penetracji wyrwę w obudowie betonowej. W czasie przebiegu procesu wykonano 163 analizy chromatograficzne gazu procesowego odprowadzanego rurociągiem na powierzchnię. Wyniki pomiarów składu gazu procesowego wskazywały na występujące zmiany udziału objętościowego poszczególnych jego składników. W szóstym dniu zarejestrowano w kolejnych próbkach sukcesywne obniżanie się zawartości wodoru w gazie procesowym z 34,34 % do 14,33 % oraz obniżanie się zawartości tlenku węgla z 20,62 % do 11,9 %, przy jednoczesnym wzroście zawartości tlenu w gazie procesowym z 1,67 % do 5,68 %. Stwierdzona zmiana stężeń gazów, w tym tlenu w gazie procesowym odprowadzanym z georekatora, mogła świadczyć o powstaniu alternatywnej drogi przepływu czynnika zgazowującego wewnątrz georeaktora, tj. rozszczelnienia georeaktora na obmurzu wyrobiska, w kierunku kanału, z którego odbierany był gazy procesowy. Zmiany w bilansie składu gazu procesowego odprowadzanego na powierzchnię były sygnałem wskazującym na powstanie stanu awaryjnego, tj. rozszczelnienie się georeaktora lub alternatywnie utratę szczelności sieci rurociągów odprowadzających gaz procesowy. Analiza zarejestrowanych wskazań anemometrii automatycznej podczas prowadzenia przez sześć dni eksperymentu nie wskazała na występowanie zaburzeń w wyrobiskach wentylacyjnie związanych z georeaktorem. W siódmym dniu wskazania anemometrii automatycznej zarejestrowały zmiany wartości prędkości powietrza na anemometrach AN-1 i AN-9 (rys. 2), które mogły być przyczyną wzrostu ciśnienia powietrza w wyrobiskach. Zarejestrowane wzrosty prędkości powietrza, a następnie powrót do stanu wyjściowego można wiązać z wypaleniem lub wybuchem gazu procesowego w wyrobiskach okonturowujących georeaktor. Skład gazu procesowego oraz zmiany rejestrowane anemometrią automatyczną przyczyniły się do podjęcia decyzji o przerwaniu procesu, tj. podaniu gazu inertnego (azotu). Po 24 godzinach inertyzacji azotem georeaktora w ósmym dniu podjęto decyzję o kontroli wyrobisk dołowych ukierunkowanej na ustalenie przyczyn i okoliczności zmian zarejestrowanych w dniu siódmym. Dla zwiększenia stabilności przewietrzania wyrobisk okonturowujących georeaktor dokonano regulacji na śluzie zlokalizowanej w pochylni, w sąsiedztwie szybu wdechowego. Dla przeprowadzenia analizy zaistniałego zdarzenia znaczenie miały wskazania zarejestrowany przez czujniki CO-metrii automatycznej CO-7 i CO-15 (rys. 2). Wzrost stężenia tlenku węgla w powietrzu kopalnianym zarejestrowany przez czujniki w punktach pomiarowych I, II i III (rys. 2), potwierdził migrację gazu procesowego do wyrobisk okonturowujących georekator w wyniku rozszczelnienia górotworu w otoczeniu georeaktora. Uwzględniając powyższe oraz wzrost zawartości tlenu w gazie procesowym w szóstym dniu przebiegu procesu zdecydowano o zatrzymaniu procesu i podaniu azotu do georeaktora. Obniżenie stężenia tlenku węgla w wyrobiskach okonturowujących georeaktor po podaniu azotu było potwierdzeniem szczelinowej migracji gazów pomiędzy georeaktorem a wyrobiskami okonturowującymi georeaktor. W ósmym dniu przeprowadzono pierwszą kontrolę wyrobisk dołowych. Ze względu na wysokie stężenia tlenku węgla w wyrobisku w bezpośrednim sąsiedztwie georeaktora, niemożliwe było przeprowadzenie kontroli wszystkich wyrobisk okonturowujących georeaktor. Inertyzacja azotem przestrzeni georeaktora powodowała migrację wysokich stężeń tlenku węgla do wyrobisk. Fakt rozszczelnienia górotworu w obrębie georeaktora oraz ciśnienie podawanego azotu były przyczyną wynoszenia produktów pirolizy z georeaktora. W dziewiątym dniu przeprowadzono kolejną kontrolę, która pozwoliła na dokonanie oględzin wyrobisk bezpośrednio związanych z georeaktorem. W obudowie betonowej w ociosie wyrobiska stwierdzono pęknięcie w obmurzu oraz otwór o średnicy 0,2 m w bezpośrednim sąsiedztwie miejsca podawania mediów do georeaktora. Otwór ten umożliwiał niepożądaną migrację gazu procesowego z georeaktora do wyrobisk oraz mieszanie się gazu procesowego z powietrzem wentylacyjnym. Zaburzone prędkości przepływu powietrza w wyrobiskach wentylacyjnie związanych z georeaktorem rejestrowane anemometrią automatyczną AN-1 i AN-9 (rys. 2) były konsekwencją wypaleń gazu procesowego pod stropem w bezpośrednim sąsiedztwie otworu w obmurzu betonowym wyrobiska okonturowujacego georeaktor. Dla określenia przyczyn rozszczelnienia się georeaktora, po całkowitym jego wychłodzeniu azotem oraz obniżeniu temperatury otoczenia georeaktora do temperatury pierwotnej górotworu podjęto decyzję o udostępnieniu wnętrza georeaktora wykonanym wyrobiskiem. Wykonane wyrobisko na wysokości kanału OI pozwoliło stwierdzić, iż proces zgazowania przebiegał w sąsiedztwie tego kanału od miejsca zapalenia węgla z pokładu 310 w kierunku ociosu wyrobiska okonturowującego georeaktor (rys. 3). Rozszczelnienie betonowej

38 36 komory łączącej kanał OI z rurociągiem, którym podawany był tlen, było wynikiem przybliżenia się strefy procesu zgazowania do obudowy betonowej wyrobiska (cofanie się procesu w kierunku rurociągu z czynnikiem zgazowującym), a następnie jej rozszczelnienia pod wpływem wysokiej temperatury. Taki kierunek zgazowania był wynikiem podawania do georeaktora tylko tlenu jako medium zgazowującego. Kierunek zgazowania tlenem był inny niż kierunek zgazowania pokładu powietrzem w 2010 roku. Rys. 3. Widok ociosu wyrobiska okonturowującego reaktor wraz z wlotem do kanału OI, po zatrzymaniu procesu zagazowania i wychłodzeniu reaktora Fig. 3. View of the side of work surrounding the reactor along with the inlet to OI channel after stopping the coal gasification process and cooling of the reactor 4. Podsumowanie Projektowanie procesu podziemnego zgazowania węgla metodą szybową wymaga spełnienia kryteriów dotyczących prawidłowej lokalizacji georeaktora, w tym jego przestrzennego usytuowania w złożu węglowym i w sieci wentylacyjnej kopalni, a także zapewnienia stabilnej pracy georeaktora poprzez możliwość pełnego sterowania procesem. W trakcie prowadzenia procesu niezbędny jest prawidłowy monitoring parametrów podziemnego zgazowania węgla w wyrobiskach oraz utrzymanie właściwego składu gazu procesowego. Kontrola tych parametrów pozwala na szybkie reagowanie w razie powstania stanów awaryjnych, takich jak np. opisane w niniejszym artykule rozszczelnienie georeaktora. Kluczowym zagadnieniem dla bezpiecznego prowadzenia procesu PZW jest dokładna i rzetelna analiza oraz ocena zagrożeń mogących wystąpić w poszczególnych etapach realizacji procesu, pozwalająca na opracowanie instrukcji postępowania na wypadek wystąpienia awarii lub stanu krytycznego. Literatura: 1. Dziunikowski, K.: Eksploatacja węgla kamiennego sposobem podziemnego zgazowania. In M. Borecki & W. Strzeszowski (Eds.), Systemy eksploatacji węgla kamienngo. Monografia polskiego górnictwa węglowego (pp ). Katowice: Śląsk. Główny Instytut Górnictwa. 2. Janoszek, T., Sygała, A., & Bukowska, M.: CFD simulation of temperature variation in carboniferous rock strata during UCG. Journal of Sustainable Mining, 12(4), doi: /jsm Kapusta, K., & Stańczyk, K.: Development conditions and limitations of the underground coal gasification in Poland. Chemical Review, 88/4, Klimenko, A. Y.: Early ideas in underground coal gasification and their evolution. Energies, 2(2), Kondo, S., Takizawa, K., Takahashi, A., & Tokuhashi, K.: Extended Le Chatelier s formula and nitrogen dilution effect on the flammability limits. Fire Safety Journal, 41(5), doi: org/ /j.firesaf a 6. Kondo, S., Takizawa, K., Takahashi, A., & Tokuhashi, K.: Extended Le Chatelier s formula for carbon dioxide dilution effect on flammability limits. Journal of Hazardous Materials, 138(1), 1-8. doi: org/ /j.jhazmat b 7. Krause E., Krzemień A., Smoliński A.: Analysis and assessment of a critical event during an underground coal gasification experiment. Journal of Loss Prevention in the Process Industries, 33(0), doi: Le Chatelier, H., & Boudouard, O.: On the flammable limits of gas mixtures. Process Safety Progress, 24(1), 3-5. doi: /prs Pawłowicz, D., & Czechowicz, J.: Metody określania wybuchowości gazów i czasu trwania pożaru we francuskich kopalniach gazowych. Wiadomości górnicze, 5, Rauk, J.: Optymalne wymiary generatora przy podziemnym zgazowaniu węgla powietrzem Prace GIG Komunikat Nr Siemens, C. W.: XXXIII.-On the regenerative gas furnace as applied to the manufacture of cast steel. [ /JS ]. Journal of the Chemical Society, 21(0), doi: /js Smoliński A., Stańczyk K., Kapusta K., Howaniec N.: UCG process induced water contamination chemometric study of the ex-situ UCG wastewater experimental data, Water, Air & Soil Pollution, Volume 223, Issue 9, Page Stańczyk K., Dubiński J., Cybulski K., Wiatowski M., Świądrowski J., Kapusta K., Rogut J., Smoliński A., Krause E., Grabowski J.: Podziemne zgazowanie węgla doświadczenia światowe i eksperymenty prowadzone w KD Barbara, Polityka Energetyczna, 13(2), Stańczyk K., Kapusta K., Wiatowski M., Swiadrowski J. Smoliński A., Rogut J.: Experimental simulation of hard coal underground gasification for hydrogen production, Fuel, 91, Trenczek S.: Automatyczna aerometria górnicza dla kontroli zagrożeń aerologicznych. Mechanizacja i Automatyzacja Górnictwa, nr 3, 2005 s Trenczek S.: Inicjały zapłonu metanu w aspekcie poziomu zagrożenia metanowego. Przegląd Górniczy 2007, nr 3, 2007 s Wiatowski, M., Stańczyk, K., Świądrowski, J., Kapusta, K., Cybulski, K., Krause, E., Smoliński, A.: Semi-technical underground coal gasification (UCG) using the shaft method in Experimental Mine Barbara. Fuel, 99,

39 Nr 1 PRZEGLĄD GÓRNICZY 37 UKD :622.85:622.86/.88 Technologia produkcji metanu z pokładów węgla poprzez zatłaczanie CO 2 przegląd doświadczeń uzyskanych w trakcie realizacji projektu CARBOLAB Technology of methane production from coal seams through CO 2 injection the review of tests collected during the implementation of CARBOLAB project Dr inż. Alicja Krzemień* ) Mgr inż. Jacek Skiba* ) Dr inż. Aleksandra Koteras* ) Dr inż. Adam Duda* ) Treść: Artykuł przedstawia doświadczenia uzyskane w trakcie realizacji europejskiego projektu pn. CARBOLAB, finansowanego przez Fundusz Badawczy Węgla i Stali w latach Projekt obejmował podziemne testy zatłaczania CO 2 do pokładów węgla i uzyskiwanie metanu, który wypierany przez dwutlenek węgla, mógł być transportowany na powierzchnię. Głównym celem projektu było określenie możliwości zastosowania technologii ECBM (Enhanced Coal Bed Methane Recovery) w określonych warunkach dołowych. Przedstawione w artykule badania pozwoliły na określenie długoterminowego bezpieczeństwa dla składowania CO 2 w pokładach węgla. Na potrzeby projektu zidentyfikowano różne rodzaje zagrożeń związanych ze stosowaną technologią oraz opracowano scenariusze rozwoju niebezpiecznych zdarzeń, które w konsekwencji mogłyby prowadzić do wycieku CO 2 z miejsca składowania. Nieprawidłowo przeprowadzony proces może prowadzić do zniszczenia instalacji zabudowanej pod ziemią jak i na powierzchni, zanieczyszczenia lub wycieku CO 2 lub CH 4, a w konsekwencji doprowadzić do nieodwracalnych zmian w ekosystemach. Abstract: This paper presents the tests collected during the implementation of the European project as CARBOLAB, funded by the Coal and Steel Research Fund between 2009 and The project was implemented within the framework of the underground tests of CO 2 injection into coal seams and extraction of methane which, supported by CO 2, may have been released to the surface. The main purpose of the project was to determine the possibility of application of the ECBM (Enhanced Coal Bed Methane Recovery) technology in particular underground conditions. The tests presented in this paper allowed to determine the protection of safety for the storage of CO 2 in coal seam in the long-term. The project required the identification of different hazards connected with the technology applied as well as the elaboration of scenarios for the development of hazardous events which may lead to the escape of CO 2 from the storage. An incorrect process may lead to the damage of the installation mounted both underground and on the surface, contamination or escape of CO 2 or CH 4, resulting in the irreversible changes in ecosystems. * ) Główny Instytut Górnictwa w Katowicach

40 38 Słowa kluczowe: produkcja metanu z pokładów węgla, zatłaczanie i okładowanie CO 2, ryzyko stosowania technologii ECBM Key words: production of methane from coal seams, injection and storage of CO 2, risk of using ECBM technology 1. Wprowadzenie Projekt CARBOLAB, którego pełna polska nazwa brzmi: Powiększenie wiedzy na temat składowania dwutlenku węgla i produkcji metanu z pokładów węgla poprzez podziemne testy»in situ«(improving the knowledge of carbon storage and coal bed methane production by in situ underground tests) był realizowany w latach w ramach Funduszu Badawczego Węgla i Stali. W realizację projektu kierowanego przez firmę HUNOSA z Hiszpanii zaangażowani byli partnerzy z Hiszpanii, Francji oraz Polski (Główny Instytut Górnictwa). Głównym celem badań było uzyskanie wiedzy na temat możliwości składowania CO 2 przy jednoczesnej produkcji CH 4 (technologia CO 2 -ECBM) poprzez prowadzenie podziemnych prób w hiszpańskiej kopalni węgla kamiennego. Podstawą analiz były symulacje zachowania się całego systemu w czasie oraz identyfikacja i ocena zagrożeń, które może generować technologia CO 2 -ECBM. Prace realizowane w ramach projektu były ukierunkowane na analizę długoterminowego bezpieczeństwa składowania CO 2 w pokładach węgla. Proces zarządzania ryzykiem obejmuje identyfikację, analizę, ocenę oraz redukcję ryzyka związanego z prowadzoną działalnością, w tym minimalizację strat. W przypadku technologii CO 2 -ECBM możliwe straty to zniszczenie lub utrata sprzętu oraz infrastruktury, zanieczyszczenie środowiska oraz emisje CO 2 lub CH 4 do atmosfery, aż do nieodwracalnych zmian w ekosystemach. Celem oceny ryzyka jest zidentyfikowanie wszystkich możliwych zagrożeń, jakie mogę powstać w obrębie systemu, nie tylko istotnych dla samej technologii, ale również mających wpływ na szeroko rozumiane środowisko. Wiedza uzyskana w ten sposób ma na celu lepsze zrozumienie mechanizmów obejmujących dany proces w konkretnych warunkach środowiska, a w konsekwencji wpływa na ogólne bezpieczeństwo zarówno w trakcie wdrażania technologii, jej stosowania, jak i po jej zaprzestaniu. Zadanie to nie jest łatwe, gdyż wszystkie istotne informacje na temat systemu muszą być dokładnie przeanalizowane pod kątem ich wpływu na sam system oraz możliwości generowania odchyleń od normalnej jego pracy. Takie podejście zapewnia skuteczną identyfikację oraz ocenę ryzyka. Kolejnym etapem jest redukcja ryzyka, która wymaga ustalenia indywidualnych kryteriów akceptacji ryzyka, opartych na doświadczeniach samej organizacji oraz na zewnętrznych przesłankach świadczących o potencjalnej możliwości zaistnienia zdarzeń niebezpiecznych (na podstawie danych historycznych, doświadczeniach z innych projektów czy instalacji). W ten sposób zostaje określony poziom ryzyka nieakceptowanego, co pozwala na opracowanie odpowiednich działań, tj. zasadniczych zmian na etapie projektowania procesu, czy wdrożenie odpowiednich działań prewencyjnych na etapie realizacji samego procesu mających na celu minimalizację, a nawet całkowite uniknięcie strat [16]. Projekt CARBOLAB w swojej zasadniczej części ukierunkowany był na identyfikację zagrożeń oraz potencjalnych dróg wycieku CO 2 z kompleksu składowania. Przyjęta metodologia oceny ryzyka została oparta na wytycznych pochodzących z Dyrektywy CCS [4] i obejmowała: wstępną analizę zagrożeń (zwanych w Dyrektywnie CCS znaczącymi nieprawidłowościami ); wstępną ocenę potencjalnych dróg wycieku gazu identyfikację scenariuszy zdarzeń niebezpiecznych; oraz ocenę przyczyn i skutków dla każdego ze scenariuszy [3]. Oprócz tego analizą zostały objęte inne zagrożenia mogące mieć miejsce w trakcie samego procesu zatłaczania, związane między innymi ze wzrostem ciśnienia w górotworze, wyciekiem CO 2 do innych formacji geologicznych, czy brakiem produkcji CH CO 2 -ecbm technologia zatłaczania co 2 do pokładów węgla celem uzyskiwania metanu Ze względu na swoją dużą powierzchnię właściwą i zdolności adsorpcyjne węgiel kamienny ma naturalne właściwości magazynowania CO 2. Szczególnie dobrze nadają się do tego głębokie nieeksploatowane pokłady węgla, które gdy zawierają metan pozwalają na jego odzysk poprzez zastępowanie cząsteczek metanu, cząsteczkami CO 2. Metoda pozyskiwania metanu w ten sposób nosi nazwę ECBM (Enhanced Coal Bed Methane Recovery wspomagane odzyskiwanie metanu z pokładów węgla). Proces CO 2 -ECBM w pokładach węgla jest w dużej mierze analogiczny do odzyskiwania ropy naftowej poprzez zatłaczanie CO 2. Jednakże pokłady węgla wyraźnie różnią się od konwencjonalnych pokładów węglowodorów mechanizmami procesów produkcji, jak również składowania. Pokłady węgla są jednocześnie skałami zbiornikowymi dla magazynowania CO 2 i źródłowymi dla produkcja CH 4 [1, 19]. Technologia iniekcji CO 2 do pokładów węgla, w celu zwiększenia wydobycia metanu, wykorzystuje naturalną zdolność adsorpcyjną węgla, polegającą na wymianie dwóch molekuł dwutlenku węgla na jedną molekułę CH 4. Badania laboratoryjne wykazują, że CO 2 jako sorbat dobrze penetruje w strukturę porowatą węgla jako sorbentu, ze względu na niewielkie rozmiary cząsteczki oraz niską energię aktywacji. Uważa się ponadto, że wolny CO 2 skupia się głównie w makroporach, a jego ilość zależy od objętości, ciśnienia i temperatury. Proces sorpcji właściwej jest bardzo szybki, natomiast proces dyfuzji gazu zdeponowanego w węglu przebiega wolno. Szybkość dyfuzji zależy między innymi od wielkości ziaren i dlatego następuje znacznie szybciej w węglu odprężonym lub rozdrobnionym w wyniku eksploatacji. Iniekcja CO 2 ma na celu jego adsorpcję w strukturze porowatej węgla i wyparcie CH 4 do otworów eksploatacyjnych [1]. Osiągnięcie dalszego postępu w technologii CO 2 -ECBM wymaga prowadzenia długotrwałych testów polowych, a w praktyce zweryfikowania takich kwestii jak stabilność procesu, jego ekonomiczna opłacalność, poprawność działania technologii zatłaczania, bezpieczeństwo długoterminowego składowania oraz akceptowalność społeczna. Oprócz badań teoretycznych prowadzonych w Europie, Ameryce Północnej i Australii realizowane były badania na kilku poligonach doświadczalnych jakie zostały uruchomione w postaci takich projektów pilotowych jak Alison, Tiffany w zagłębiu San Juan (USA), projektu mikro-pilota ARC w Albercie (Kanada) czy projektu RECOPOL. Badania laboratoryjne wykazują, że CO 2 ma większe powinowactwo do węgla niż CH 4. Węgiel może adsorbować (objętościowo) w przybliżeniu dwa razy więcej CO 2 niż metan, stosunek ten może jednak różnić się w zależności do rodzaju węgla i wynosić nawet 10:1 w przypadku niektórych niskiej jakości amerykańskich węgli [20]. Ze względu na polskie warunki geologiczne warto wspomnieć bliżej o projekcie RECOPOL, który realizowany był w Kaniowie koło

41 Nr 1 PRZEGLĄD GÓRNICZY 39 Czechowic-Dziedzic w obszarze górniczym KWK Silesia i polu koncesyjnym na wydobywanie metanu należącym do firmy Metanel S.A. W teście polowym wykorzystywane zostały dwa głębokie odwierty geologiczne, jeden istniejący MS-4 wykorzystywany do produkcji CH 4 o głębokości 1200 m i drugi nowo odwiercony MS-3 o głębokości 1125 m do iniekcji CO 2. Zatłaczanie dwutlenku węgla do trzech wyselekcjonowanych pokładów zalegających poniżej 1000 m miało na celu trwałą sekwestrację CO 2 w węglu przy jednoczesnym zagwarantowaniu bezpiecznych warunków dla ruchu górniczego kopalni i na powierzchni terenu. Głównym celem projektu było zbadanie i ocena możliwości ograniczenia emisji CO 2 do atmosfery jako gazu odpowiedzialnego za efekt cieplarniany na Ziemi. 3. Główne cele i zadania projektu carbolab Głównym celem projektu CARBOLAB było zwiększenie praktycznej wiedzy na temat fizycznych i chemicznych procesów zachodzących w górotworze, które związane są z iniekcją CO 2 do pokładów węgla wraz z zastosowaniem technologii ECBM. Testy zatłaczania dwutlenku węgla prowadzone były bezpośrednio w podziemnych wyrobiskach czynnej kopalni węgla kamiennego Montsacro Pit w północnej Hiszpanii (rejon Asturii). Celem tych prac było zebranie szczegółowych danych, które w późniejszych etapach projektu posłużyły do szczegółowej analizy oraz weryfikacji rozwoju modelu symulacyjnego przepływu gazów w pokładach węgla. Prace te obejmowały analizę danych geologicznych, geofizycznych, geochemicznych i hydrogeologicznych. Analiza ta pozwoliła na wytypowanie najodpowiedniejszego pokładu węgla, który w późniejszym etapie prac stał się poligonem badawczym. Jednym z ważniejszych zadań okazała się konieczność uzupełnienia brakujących danych dotyczących zachodzących procesów fizykochemicznych. W tym celu przeprowadzona została seria badań laboratoryjnych, które obejmowały m.in. badania fizykochemiczne wód z kopalni Montsacro, badania jakościowe próbek węgla oraz kompleksowe badania pokładu C12-13 w kopalni Montsacro, obejmujące oznaczenia metanonośności pokładu C12-13, określenie zwięzłości węgla, wyznaczenie zasięgu strefy odgazowania wokół wyrobiska korytarzowego, w którym przeprowadzone zostały badania metanonośności pokładu C12-13, badania kinetyki sorpcji metanu oraz wyznaczenie współczynnika dyfuzji, wyznaczenie izoterm sorpcji węgla z pokładu C12-13 względem metanu i dwutlenku węgla. Kolejnym ważnym celem projektu była identyfikacja krytycznych parametrów fizykochemicznych, które były monitorowane przed, w trakcie, oraz po zakończeniu testów zatłaczania CO 2 do pokładów węgla. W trakcie trwania eksperymentu prowadzony był monitoring geofizyczny, który obejmował tomografię sejsmiczną, metodę georadarów, mikrograwimetrię, metodę polaryzacji wzbudzonej, metodę potencjałów własnych, metodę elektrooporową oraz monitoring mikrosejsmiczny. Prowadzony był również monitoring geochemiczny, który pozwolił na ciągłą obserwację zmian stężeń gazów w węglu i różnice w poziomie ph w skałach otaczających, wzrost przewodności i zasadowości, wzrost stężenia Ca i Mg, a także wzrost wartości rozpuszczonego CO 2. W celu dokładnego scharakteryzowania miejsca poligonu doświadczalnego oraz właściwego przeprowadzenia prób zatłaczania CO 2 wraz z pozyskiwaniem metanu, wykonano w rejonie doświadczenia prawie 30 otworów wiertniczych. Sam proces zatłaczania trwał około 2 miesięcy. Jednym z podstawowych zadań w projekcie CARBOLAB było przeprowadzenie szczegółowej oceny i analizy ryzyka związanego z technicznymi kwestiami zatłaczania CO 2, która stała sie podstawą do opracowania zintegrowanej oceny ryzyka oraz wytycznych do certyfikacji kompleksu zatłaczania dla instalacji CO 2 /ECBM. Prace te opierały się głównie na identyfikacji wszystkich możliwych zagrożeń oraz na charakterystyce potencjalnych dróg migracji gazów z kompleksu składowania. 4. Ocena ryzyka dla procesu CO 2 -ECBM Podejście przyjęte dla oceny ryzyka w projekcie CARBOLAB zostało oparte na standardzie ISO 31000:2009 Zarządzanie ryzykiem [12]: Zasady i wytyczne oraz na normie EN 31010:2010 Zarządzenie ryzykiem Techniki oceny ryzyka [5]. Oba standardy mogą być stosowane w odniesieniu do różnych rodzajów aktywności, gdyż nie są one specyficzne dla żadnego rodzaju przemysłu, ani sektora. Ustanawiają one jedynie zasady, których przestrzeganie jest niezbędne, aby zarządzanie ryzykiem było skuteczne. Ocena ryzyka procesowego jest pierwszym krokiem na drodze do zapobiegania zdarzeniom niebezpiecznym, w tym wypadkom i awariom. Najistotniejsze jest zidentyfikowanie wszystkich możliwych odchyleń od założonej pracy systemu, które mogą prowadzić do występowanie sytuacji ryzykownych [16]. Główne ryzyko wynikające z prowadzenia procesu podziemnego składowania CO 2 związane jest z możliwością wycieku gazu z formacji geologicznych. Ryzyko to określane mianem ryzyka geologicznego składowania CO 2 może być rozpatrywane zarówno z punktu widzenia jego skutków dla środowiska, zdrowia i życia ludzi, jak również pod względem strat ekonomicznych, które wiążą się z nieudanym lokowaniem gazu pod ziemią. W projekcie CARBOLAB największy nacisk został położony na kwestie środowiskowe składowania CO 2. Celem prac objętych projektem było stworzenie wytycznych dla oceny krótko i długoterminowego bezpieczeństwa składowania CO 2. Określenie kryteriów bezpieczeństwa oznaczało zdefiniowanie wymagań, jakie muszą być spełnione, aby proces zatłaczania i składowania miał jak najmniejszy negatywny wpływ na środowisko, zdrowie i życie ludzi oraz na inne podziemne zasoby naturalne. W pierwszym etapie projektu najistotniejsze było określenie odpowiedniego ciśnienia zatłaczania CO 2 do pokładów węgla, natomiast na etapie samego składowania ciśnienie gazu nie mogło przekraczać ciśnienia szczelinowania nadkładu (warstw skalnych znajdujących się nad pokładem węgla przeznaczonym do składowania CO 2 ). W projekcie CARBOLAB warunek ten dotyczył otaczających skał, gdyż pokład węgla objęty próbą zatłaczania był prawie pionowy (nachylenie około stopni). Przekroczenie dopuszczalnego ciśnienia skutkowałoby szczelinowanie górotworu, a tym samym stworzyłoby warunki do wycieku gazu z miejsca składowania. Zagadnienia bezpieczeństwa dotyczyły również metanu. Znane są przypadki migracji CH 4 do studni czy piwnic prywatnych domów. Metan jest gazem obojętnym w stosunku do wody, niemniej jednak w pewnych koncentracjach może tworzyć mieszaniny wybuchowe, a tym samym być groźny dla otoczenia. Jednym z najważniejszych aspektów sekwestracji CO 2 w pokładach węgla jest bezpieczeństwo długoterminowego składowania gazu. Zmiany ciśnienia złożowego, temperatury czy zjawisko pęcznienia/kurczenia się węgla w pokładzie może wpływać na zmiany ciśnienia w samym pokładzie węgla i otaczających formacjach skalnych, aktywując przy tym otwarcie istniejących uskoków i spękań. Możliwa migracja zatłoczonego CO 2 do innych formacji skalnych, czy nawet do atmosfery, stanowi źródło zagrożenia zarówno dla środowiska, jak i dla samych ludzi.

42 Identyfikacja zagrożeń Dla każdego procesu, w tym dla technologii CO 2 -ECBM, ocena ryzyka opiera się na danych zebranych dla konkretnej instalacji (charakterystyka miejsca składowania) oraz informacji pochodzących z monitoringu, zarówno na etapie zatłaczania CO 2, produkcji CH 4, jak i składowania CO 2. Najważniejsze dane wykorzystywane do oceny ryzyka procesu CO 2 -ECBM obejmują: geologię i geofizykę (sejsmiczność naturalna, zachowanie się uskoków/spękań w sąsiedztwie miejsca składowania itd.), hydrogeologię (w szczególności obecność warstw wodonośnych przeznaczonych na wody pitne, poziomów i pięter wodonośnych); inżynierię zbiornika (w tym wyliczenia wolumetryczne objętości porów dla celów zatłaczania CO 2 i ostatecznej pojemności składowania, głębokość, przepuszczalność, porowatość); geochemię (współczynniki rozpuszczalności, współczynniki mineralizacji); geomechanikę (przepuszczalność, ciśnienie szczelinowania); obecność i stan naturalnych i antropogenicznych dróg, w tym odwiertów eksploatacyjnych i otworów wiertniczych, które mogłyby stanowić drogi wycieków. Pierwszym krokiem do ustanowienia kryteriów akceptacji ryzyka jest zdefiniowanie normalnego i przewidywanego zachowania się kompleksu składowania, zarówno w trakcie zatłaczania, jak i po jego zakończeniu. Niektóre zjawiska w trakcie realizacji procesu zatłaczania mogą wynikać z charakteru kompleksu i jego specyficznych właściwości geologicznych, a ich obecność nie będzie miała znaczącego wpływu na przebieg procesu. Najważniejszym aspektem branym pod uwagę powinno być zachowanie się gazu, tj. jego migracja, proces uwięzienia, rozpuszczania czy produkcji. Przy prawidłowo przeprowadzonym procesie CO 2 -ECBM nie przewiduje się wycieków gazu z kompleksu składowania. Kolejnym krokiem jest zdefiniowanie zewnętrznego i wewnętrznego kontekstu społeczno-prawnego, który pozwoli na określenie kryteriów akceptacji ryzyka. Należy wziąć pod uwagę zarówno opinie samych interesariuszy, przyjęte w danym kraju standardy, prawo, a nawet politykę w tym zakresie, czy też inne lokalne wymagania, a także doświadczenia samej organizacji realizującej przedsięwzięcie. W chwili obecnej w Europie nie istnieją jednoznaczne kryteria dla podziemnego składowania CO 2, zarówno w kontekście środowiskowym, ani w odniesieniu do zdrowia i życia ludzi. Niemniej jednak przy ustalaniu kryteriów akceptacji ryzyka należy brać pod uwagę możliwe ścieżki aktywacji zagrożeń (znaczących nieprawidłowości) i ich wpływ na poszczególne elementy szeroko rozumianego środowiska: a) Ekosystemy mając na uwadze, że obecność CO 2 w środowisku, w niskich koncentracjach, jest zjawiskiem naturalnym i nieszkodliwym, a nawet niezbędnym do rozwoju życia, należy brać pod uwagę tylko znaczące wypływy CO 2 tj. nagłe uwolnienie ogromniej ilości CO 2 z jeziora Nyos [13, 17]. b) Zasoby wodne możliwość rozpuszczenia CO2 w wodzie usuwanie jonów węglanowych i wytwarzanie jonów wodorowęglanowych, przy spadku wartości ph. W tym przypadku normy jakości wody pitnej mogą być wykorzystane jako wartości progowe dla oceny ryzyka. c) Gleba i uprawy wysokie stężenie CO 2 (wyciek CO 2 ) może spowodować utratę plonów. d) Ludzie niektóre kryteria ryzyka mogą być zaadaptowane z badań nad ryzykiem procesowym oraz z innych przepisów dotyczących narażenia człowieka na CO 2. W tym przypadku wszystkie międzynarodowe oraz krajowe przepisy dotyczące intensywności działania i stopnia toksyczności ostrej CO 2 na ludzi muszą być brane pod uwagę. W przypadku wycieku CO 2 na powierzchnię, w miejscach o słabej wentylacji, takich jak piwnice czy obniżenia w ziemi, może dochodzić do szkodliwych koncentracji gazu, które mogą być przyczyną śmierci ludzi czy zwierząt (stężenia CO 2 powyżej ppm mogą powodować utratę przytomności, a stężeniach powyżej 100 tysięcy ppm śmierć). e) Budynki należy brać po uwagę możliwe ruchy geotechniczne lub wstrząsy indukowane szczelinowaniem w odniesieniu do lokalnych warunków sejsmicznych. f) Jakość strumienia CO 2 wykorzystywanego do składowania strumień ten powinien składać się z samego CO 2, a tym samym powinien być wolny od zanieczyszczeń oraz innych dodatkowych substancji. Operator składowiska powinien akceptować i zatłaczać strumienie CO 2 tylko wtedy, gdy przeprowadzono analizę jego składu i ocenę ryzyka, oraz jeżeli ta ocena wykazała, że poziomy zanieczyszczeń są zgodne z kryteriami określonymi w Dyrektywie CCS [4]. Pierwszym etapem oceny ryzyka jest identyfikacja zagrożeń, czyli ustalenie, jakie czynniki/zdarzenia mogą w negatywny sposób wpłynąć na osiągnięcie celów przedsięwzięcia. W tym przypadku uniemożliwić bezpieczne i efektywne zatłoczenie CO 2 wraz z produkcją CH 4 oraz późniejsze składowanie CO 2 w pokładach węgla. Proces ten wraz z identyfikacją potencjalnych przyczyn i skutków zagrożeń prowadzi do ustalenia scenariuszy rozwoju zdarzeń niebezpiecznych Scenariusze zdarzeń niebezpiecznych Przeprowadzona w projekcje identyfikacja ryzyka pozwoliła na zdefiniowanie czternastu różnych scenariuszy zdarzeń niebezpiecznych, które mogą wystąpić podczas prowadzenia procesu CO 2 -ECBM. Spośród nich do dalszej analizy wybrano dwanaście opisanych między innymi przez Bouc O., Condor, Farret, Gerstenberger i Le Guenan, [2,3,6,7,8,15] w publikacjach poświęconych ocenie ryzyka. Scenariusze te to: 1. Wyciek poprzez czynny otwór wiertniczy, 2. Naruszenie ciągłości górotworu w otoczeniu otworu iniekcyjnego, 3. Naruszenie ciągłości górotworu w otoczeniu kompleksu składowania, 4. Przekroczenie zakładanych granic migracji CO 2, 5. Wyciek przez nadkład, 6. Wyciek przez uskoki 7a. Wyciek przez zlikwidowany/zacementowany otwór wiertniczy, 7b. Wyciek przez niewłaściwie zlikwidowany otwór wiertniczy, 8 Akumulacja CO 2 w innym zbiorniku/pokładzie, 9. Niekontrolowany wzrost/spadek ciśnienia, 10. Wyciek spowodowany inną działalnością w otoczeniu kompleksu składowania, 11. Wyciek spowodowany sejsmicznością naturalną lub indukowaną, 12. Wyciek do czynnej/zlikwidowanej kopalni węgla 13. Brak lub małe nasycenie pokładu węgla metanem. Po zdefiniowaniu systemu i przy uwzględnieniu opinii ekspertów, do dalszej analizy zostało wybranych dwanaście scenariuszy, przy czym dwa zostały zintegrowane w jednym. Dla każdego scenariusza opracowane zostały odpowiednie

43 Nr 1 PRZEGLĄD GÓRNICZY 41 drzewa błędów i drzewa zdarzeń, w celu określenia potencjalnych przyczyn i skutków. Podejście to wymagało zdefiniowania zdarzenia szczytowego, czyli zdarzenia, które wywołuje utratę kontroli nad zagrożeniem (utrata właściwości systemu/ procesu, fizyczne uszkodzenie elementów systemu) i identyfikację wszystkich przyczyn, czyli pojedynczych błędów, które mogą prowadzić do zaistnienia zdarzenia szczytowego, jak również możliwych skutków tego zdarzenia. Zgodnie z aktualnym stanem wiedzy, przeprowadzenie tego typu badań musi bazować na ocenie eksperckiej przeprowadzonej przez ekspertów z zakresu różnych dziedzin, bezpośrednio lub pośrednio związanych z problematyką prowadzonych badań. Eksperci podczas prowadzonej oceny bazują na: doświadczeniach historycznych (wypadki, awarie, zdarzenia potencjalnie wypadkowe, czyli zarówno twardych danych historycznych zbieranych wewnątrz przedsiębiorstwa, historycznych danych publikowanych przez podobne firmy), oraz wiedzy zdobytej przez eksperta podczas jego dotychczasowych doświadczeń w zakresie badanego problemu, jak np.: technologii CO 2 /ECBM, ale również w zakresie badań pokrewnych mających związek z badanym tematem, jak np.: górnictwo podziemne węgla, wiertnictwo, górnictwo gazu i ropy, a w szczególności problematyka wspomagania wydobycia przez zatłaczanie CO 2. Po wstępnej analizie scenariuszy można przyjąć, że reprezentują one następujące zdarzenia szczytowe : wyciek pionowy (scenariusze 1, 5, 6, 7a, 7b i 8), migracja boczna (scenariusz 4), zaburzenia hydromechaniczne (scenariusze, 2, 3 i 9), scenariusze ryzyka związane z czynnikami zewnętrznymi (scenariusze 10 do 13). Rezultatem przeprowadzonej oceny jest też zbiór drzew błędów/zdarzeń, które w prosty i wyczerpujący sposób przedstawiają scenariusze zdarzeń niebezpiecznych i relacje przyczyna-skutek. Zdarzenia i scenariusze mogą współoddziaływać, a oddziaływania te są w pełni zintegrowane w odpowiednich drzewach. Przykładem jest scenariusz dotyczący pionowych dróg migracji, który może dotyczyć wycieku gazu na powierzchnię lub też skażenia wtórnego poziomu wodonośnego (na przykład scenariusz 8). W szczególnych sytuacjach, jak na przykład w przypadku scenariusza dotyczącego zaburzeń mechanicznych (2 i 3), niekontrolowanych zmian ciśnienia (scenariusz 9) czy też oddziaływania czynników zewnętrznych (scenariusz 11), dane zdarzenie może również spowodować pionowe wycieki, spowodowane szczelinowaniem lub też reaktywacją uskoków. Scenariusz nr 1. Wyciek poprzez czynny otwór wiertniczy. Otwory wiertnicze są niezbędne zarówno do samego procesu zatłaczania, jak również do monitorowania przebiegu procesu. Te same odwierty, które dostarczają ważnych danych dotyczących poprawności prowadzonego procesu, mogą być potencjalnym zagrożeniem dla składowania CO 2 w wybranej formacji geologicznej. Integralność otworu wiertniczego zależy od kilku czynników, m.in. wieku odwiertu, sposobu likwidacji czy też zabezpieczenia, jakości wykonania, liczby ponownych uzupełnień, czy też jego historii po zamknięciu [9]. Scenariusz 2 i 3. Naruszenie ciągłości górotworu w otoczeniu otworu iniekcyjnego i kompleksu składowania Mechaniczne zachowanie CO 2 w przypadku jego składowania w pokładach węgla jest różne w porównaniu do składowania w innych możliwych lokalizacjach geologicznych. Naruszenie ciągłości górotworu w pobliżu otworu iniekcyjnego/produkcyjnego może być spowodowane na przykład zbyt intensywnym zatłaczaniem CO 2, a tym samym za dużą ilością wydzielanego metanu. W dłuższej perspektywie czasowej, już po zakończeniu, procesy termiczne, mechaniczne, hydrologiczne czy też chemiczne mogą mieć wpływ na integralność otoczenia otworów. Może to być spowodowane osłabieniem wytrzymałości mechanicznej skał będącym wynikiem zachodzeniem powolnych procesów mogących potencjalnie prowadzić do spękania górotworu. Scenariusz 4. Przekroczenie zakładanych granic migracji CO 2Scenariusz ten rozpatruje sytuację, kiedy migrujący w pokładzie węgla CO 2 wykracza poza obszar, który został zamodelowany i określony we wstępnej fazie projektowania procesu. Możliwość zaistnienia takiej sytuacji powoduje, że może to być jeden z najbardziej wrażliwych scenariuszy w perspektywie długoterminowej, w szczególności w przypadku wychodni węgla znajdujących w pobliżu miejsca prowadzenia procesu CO 2 /ECBM lub też w przypadku prowadzonej w pobliżu eksploatacji. Głównymi przyczynami tego zdarzenia mogą być: błędnie przeprowadzone modelowania numeryczne migracji gazów, co powoduje różnice między przewidywanym a rzeczywistym zasięgiem migracji CO 2 ; niewłaściwe rozpoznanie geologiczne i zła charakterystyka zbiornika, które mogą prowadzić do niedoszacowania rozprzestrzeniania się gazu; szczelinowania wywołanego przez inne wydarzenia, jak na przykład zaburzenia właściwości mechanicznych górotworu lub sejsmicznością naturalną bądź indukowaną; nieznajomością lub złym określeniem współdziałających procesów termodynamicznych, mechanicznych, hydrologicznych czy też chemicznych. Scenariusz 5. Wyciek przez nadkład Głównymi przyczynami tego zdarzenia może być powstanie nowych szczelin, w wyniku szczelinowania zbiornika, czy też w zjawisk sejsmicznych. Zdarzenie to może być również powodowane przez zwiększenie przepuszczalności skał, które wynika z zachodzących reakcji pomiędzy CO 2 a otaczającymi skałami. Jednym z powodów może też być błędna charakterystyka i rozpoznanie zbiornika oraz jego otoczenia, jak również wspomniany już wcześniej wpływ procesów termicznych, mechanicznych, hydrologicznych czy też chemicznych zachodzących w górotworze. Scenariusz 6. Wyciek przez uskoki Obecności uskoków w rejonie formacji geologicznej przeznaczonej do składowania bądź też w jej otoczeniu ma duże znaczenie dla bezpieczeństwa składowania CO 2. Należy pamiętać, że niektóre uskoki są potencjalną drogą migracji i wycieku CO 2 lub metanu inne też mogą stanowić rodzaj zabezpieczenia i izolacji struktury od np. warstw przepuszczalnych [21]. Rozważając rolę uskoków dla bezpieczeństwa składowania CO 2, należy podkreślić, że obecność sejsmicznie aktywnych uskoków nie wyklucza wyboru danej lokalizacji do składowania CO 2 co wynika z charakterystyki danego uskoku, niemniej jednak wymaga to dokładnej analizy i wykluczenia ryzyka potencjalnego wycieku CO 2 ze składowiska [22]. Scenariusz 7a. Wyciek przez zlikwidowany/zacementowany otwór wiertniczy Scenariusz 7b. Wyciek przez niewłaściwie zlikwidowany otwór wiertniczy Scenariusze te dotyczą kwestii możliwości ucieczki gazów przez otwory wiertnicze. Rozważaniom poddane są

44 42 zarówno otwory zlikwidowane lub zabezpieczone, jak też te źle zlikwidowane lub opuszczone bez zabezpieczenia, co do których zachodzi podejrzenie możliwości ucieczki mediów złożowych, np. wskutek nieszczelności zacementowania. Likwidacja otworów wiertniczych prowadzona powinna być wg określonych wymagań. Niemniej jednak znane są przypadki zaniechania i nieprawidłowości w tym zakresie. Inną kwestią jest też czas, w którym dany otwór był likwidowany, użyte do likwidacji materiały, jakość wykonania prac jak również środowisko/otoczenie otworu. Należy pamiętać, że nawet przy prawidłowej likwidacji otworu zawsze istnieje pewne zagrożenie dla szczelności starych otworów, wskutek oddziaływania CO 2 na kamień cementowy, zależnie od rodzaju i wieku cementu oraz rodzaju skał i solanek w obrębie kolektora. Dotyczy to zarówno otworów zlikwidowanych (przez zamknięcie korkiem cementowym wszystkich kolektorów), jak i wykorzystanych aktualnie do produkcji węglowodorów i monitoringu, które są zacementowane w przedziałach głębokości ponad kolektorami [10]. Scenariusz 8. Akumulacja CO 2 w innym zbiorniku/pokładzie W tym przypadku analizie zostały poddane wszystkie możliwe scenariusze prowadzące do wycieku CO 2 przez warstwy nadkładu i/lub uskoki, co w rezultacie prowadzić może do akumulacji CO 2 w zbiorniku wtórnym (warstwy wodonośnej, zbiornik gazu/ropy, pokład węgla). Scenariusz 9. Niekontrolowany wzrost/spadek ciśnienia Metoda zatłaczania CO 2 do pokładów węgla z jednoczesnym wydobyciem metanu oparta jest na wykorzystaniu współczynnika zastępowalności CH 4 przez CO 2. Zmiany ciśnienia i/lub temperatury prowadzą do zmian w maksymalnej zawartości gazu. Jeśli ciśnienie spadnie znacząco, nadmiar CO 2 może ulec desorpcji i swobodnie migrować [11]. Iniekcja CO 2 i/albo pozyskiwanie gazów mogą prowadzić do wzrostu lub spadku ciśnienia w formacji zbiornikowej. To może zmienić lokalnie warunki naprężeń górotworu. Zmiany te mogą w rezultacie wywołać deformację lub nawet pęknięcia prowadzące do szczelinowania i aktywacji uskoków. Scenariusz 12. Wyciek do czynnej/zlikwidowanej kopalni węgla W tym przypadku należy wziąć pod uwagę wszystkie możliwe scenariusze prowadzące do wycieku CO 2 poprzez nadkład/otaczający górotwór i/lub też poprzez sam pokładu węgla w wyniku czego dochodzi do migracji gazów do czynnej lub zlikwidowanej kopalni węgla. Obecność kopalni w otoczeniu kompleksu składowania może doprowadzić do potencjalnej akumulacji CO 2 w chodnikach i może stanowić poważne zagrożenie dla człowieka. Scenariusz 13. Brak lub małe nasycenie pokładu węgla metanem Scenariusz ten badano w związku z możliwym złym scharakteryzowaniem pokładu węgla, który może nie zawierać metanu lub też jego zawartość może być niewystarczająca dla produkcji CH 4 podczas prowadzonego procesu CO 2 /ECBM. Powodem może być: pęcznienie matrycy węglowej spowodowane adsorpcją a w konsekwencji zmniejszenie przepuszczalność pokładu; naturalne (np. uskoki) lub antropogeniczne (np. prowadzona eksploatacja w otoczeniu składowiska) wyczerpanie/ spadek metanonośności; wysoka zawartość wody w węglu [1, 18]. Pozostałe dwa scenariusze: nr 10 i 11 były brane pod uwagę jako część wyżej opisanych scenariuszy. Dlatego też nie były analizowane oddzielnie. Przykład drzewa błędów dla możliwych przyczyn został przedstawiony na rysunku 1, natomiast dla możliwych skutków na rysunku 2 zaprezentowano drzewo zdarzeń Metoda ekspercka oraz oprogramowanie iqras Analiza ryzyka została oparta na metodzie eksperckiej. Do tego celu przygotowano specjalne kwestionariusze ankietowe, dla każdego scenariusza osobno. Eksperci z takich instytucji, jak AITEMIN, BRGM, GIG, HUNOSA, INERIS, TOTAL oraz Uniwersytet Alberta z Kanady, Instytut Nafty i Gazu, a także Politechnika Śląska zostali zaproszeni do wypełnienia ankiet poprzez udzielenie odpowiedniej odpowiedzi na każde z zadanych pytań odpowiadających poszczególnym zdarzeniom w drzewie błędów. W ten sposób otrzymano oceny prawdopodobieństwa zaistnienia każdego ze zdarzeń, będące opiniami ekspertów, opartymi na ich wiedzy i doświadczeniu. Oceny ekspertów wyrażono w postaci liczbowej poprzez nadanie im wartości prawdopodobieństwa częstościowego (możliwość wystąpienia zdarzenia w czasie), a następnie wartości te wykorzystano jako wkład do analizy prawdopodobieństwa przy użyciu oprogramowania iqras (ilościowa ocena ryzyka). W ten sposób wyznaczono prawdopodobieństwa zajścia zdarzeń szczytowych w każdym drzewie błędów (Fault Tree Analysis FTA) osobno. Taką samą metodologię zastosowano do oceny skutków zdarzeń niebezpiecznych (Event Tree Analysis ETA). Oprogramowanie iqras, wykorzystane w projekcie CARBOLAB, pozwala na ocenę poziomu ryzyka dla każdego scenariusza zdarzeń niebezpiecznych indywidualnie, a także na przeprowadzenie analizy wrażliwości całego systemu (procesu CO 2 -ECBM). Analiza drzewa błędów prowadzona jest z wykorzystaniem silnika obliczeniowego opartego o Binarne Diagramy Decyzyjne (BDD) pozwalające na wyznaczanie poziomu ryzyka bez przybliżeń stosowanych w konwencjonalnych metodach obliczeniowych. Zastosowanie metodologii drzew błędów dla oceny niepewności zdarzeń jest przydatne szczególnie wtedy, gdy posiadamy ograniczone informacje na temat prawdopodobieństwa oraz awaryjności na poziomie zdarzeń podstawowych [14]. Dane dotyczących awaryjności niektórych elementów stosowanych w procesie można uzyskać z informacji katalogowych produktów, ale stosowanie takich wartości należy uznać za wątpliwe, często ze względu na różnice w aplikacji i warunkami założonymi przez producenta, a rzeczywistymi. Dane te można również uzyskać na drodze testów, niemniej jednak jest to czasochłonne i kosztowne. Problem ten zostaje rozwiązany poprzez zastosowanie metodologii drzew błędów dla oceny niepewności zdarzeń (oprogramowanie iqras) pozwalającej na używanie danych w postaci rozkładu prawdopodobieństwa Omówienie wyników Proces Zatłaczania. Podczas analizowania pierwszego etapu procesu (iniekcji CO 2 ) wzięto pod uwagę dwa możliwe stany końcowe systemu tj. skuteczne zatłaczanie i nieudane zatłaczanie. Najbardziej newralgicznym elementem system podczas procesu zatłaczania jest otwór służący do iniekcji, jako że prawie 21 % awarii systemu powodowanych jest wyciekiem przez otwór produkcyjny. Przeprowadzona analiza pokazała, że proces zatłaczania może zostać zatrzymany z powodu zmian ciśnienia w pokładzie węgla (w warunkach projektu CARBOLAB prawdopodobieństwo zatrzymania zatłaczania było stosunkowo wysokie), nagromadzenia się

45 Nr 1 PRZEGLĄD GÓRNICZY 43 Rys. 1. Przykład drzewa błędów (FTA) dla możliwych przyczyn dla scenariusza 12: Wyciek CO 2 do czynnej/zlikwidowanej kopalni węgla Fig. 1. Example of a fault tree (FTA Fault Tree Analysis) for possible causes in scenario 12: Escape of CO 2 into an active/closed coal mine Rys. 2. Przykład drzewa zdarzeń (ETA) dla możliwych skutków w scenariuszu 12: Wyciek CO 2 do czynnej/zlikwidowanej kopalni węgla Fig. 2. Example of an event tree (ETA Event Tree Analysis) for possible effects in scenario 12: Escape of CO2 into an active/closed coal mine

46 44 CO 2 w innym ośrodku lub wycieku poprzez nadkład/strefę uskokową (w przypadku niepoprawnego przeanalizowania i zdefiniowania ośrodka). Przeprowadzona analiza ryzyka wskazała otwór iniekcyjny jako najsłabszy element spośród wszystkich mogących spowodować niepowodzenie zatłaczania. Należy jednak pamiętać, że technologia zastosowana w projekcie CARBOLAB w niektórych aspektach nie może być wdrożona na skalę przemysłową (np. użycie pakera). Produkcja CH 4. Jedyny możliwy scenariusz wzięty pod uwagę to brak lub małe nasycenie pokładu węgla metanem, możliwy przy błędnym scharakteryzowaniu pokładu węgla, który może zawierać niewystarczającą ilość metanu. Oczywiście należy również zauważyć, że proces produkcji metanu nie dojdzie do skutku, jeżeli proces zatłaczania zostałby zbyt wcześnie zatrzymany. Faza Składowania. Do najbardziej prawdopodobnych dróg wycieku CO 2 z miejsca składowania należą wycieki przez otwór produkcyjny lub zlikwidowany zacementowany otwór. Wycieki za pośrednictwem otworu produkcyjnego, po jego likwidacji, związane są z niewłaściwym doborem materiałów do uzbrojenia otworu i ich możliwą degradacją w miarę upływu czasu. Można założyć, że w większości przypadków prawdopodobieństwo wycieku CO 2 przez zlikwidowany otwór, nie związany technologicznie z procesem, jest większe niż w przypadku zlikwidowanego otworu poprodukcyjnego. W pierwszym przypadku niejednokrotnie nie będziemy znali dokładnych danych na temat likwidacji otworu, natomiast w drugim przypadku operator procesu CO 2 -ECBM jest zobowiązany do zastosowania odpowiedniej technologii likwidacji otworu. Inna możliwa droga ucieczki CO 2 to poprzez nadkład/ strefę uskokową (jak wspomniano wcześniej w przypadku niepoprawnego przeanalizowania i zdefiniowania ośrodka). Scenariusz ten jest w wysokim stopniu zależny od czasu, a jego analiza powinna być zawsze oparta na właściwej charakterystye miejsca zatłaczania i wynikach długoterminowego modelowania. 5. Wnioski Celem projektu CARBOLAB było przeprowadzenie testów in situ podziemnego zatłaczania CO 2 do pokładów węgla przy jednoczesnej produkcji CH 4. Jednym z ważniejszych zadań postawionych przed zespołem realizującym projekt była analiza i ocena ryzyka długoterminowego składowania CO 2. W przypadku przedsięwzięć, takich jak CO 2 -ECBM poziom ryzyka musi być oceniany i stale kontrolowany na wszystkich etapach realizacji projektu, tj. w fazie planowania przedsięwzięcia, podczas fazy operacyjnej, a także po zakończeniu zatłaczania, gdy odpowiedzialność operatora zostaje przekazana na inny podmiot gospodarczy. Projekt CARBOLAB pozwolił na opracowanie metodologii oceny ryzyka dla technologii CO 2 -ECBM. Zostały zidentyfikowane i ocenione wszystkie zagrożenia powstające podczas prowadzenia fazy zatłaczania CO 2, produkcji CH 4, a także podziemnego składowania CO 2. Zaproponowana metodologia oparta została na wytycznych pochodzących z Dyrektywy CCS oraz na zapisach innych dwóch europejskich dyrektyw dotyczących zarządzania ryzykiem. Przeprowadzone analizy wskazują, że niektóre aspekty bezpieczeństwa są silnie zależne od geologicznych uwarunkowań miejsca składowania. W tym przypadku trudno jest stworzyć uniwersalne wytyczne dotyczące ich wpływu na końcowy rezultat projektu. Niemniej jednak badania objęte projektem CARBOLAB potwierdziły, że bezpieczeństwo technologii CO 2 -ECBM zależy od właściwego przygotowania infrastruktury, a także wyboru lokalizacji miejsca składowania. Istotne są także: poprawne zamodelowanie przebiegu procesów, wybór właściwych materiałów, realizacja prac przez zespoły o odpowiednim doświadczeniu i kwalifikacjach, a także identyfikacja możliwych ścieżek wycieku gazu z kompleksu składowania, gdyż większość z nich może być usunięta lub naprawiona podczas fazy zatłaczania. Artykuł powstał w oparciu o dane uzyskane w trakcie realizacji projektu CARBOLAB, RFCR-CT , pt.: Powiększenie wiedzy na temat składowania dwutlenku węgla i produkcji metanu z pokładów węgla poprzez podziemne testy»in situ«, finansowanego ze środków Funduszu Badawczego Węgla i Stali w latach Kierownikiem projektu CARBOLAB po stronie polskiej by Pan mgr inż. Jacek Skiba. Podziękowania Autorzy artykułu dziękują Panu Bartłomiejowi Jura z Zakładu Zwalczania Zagrożeń Gazowych KD Barbara Głównego Instytutu Górnictwa za udostępnienie danych niezbędnych do realizacji badań oraz pomoc merytoryczną i współpracę podczas realizacji projektu oraz niniejszego artykułu. Literatura 1. Baran P., Zarębska K., Krzystolik P., Hadro J., Nunn A. (2014). CO2- ECBM and CO2 Sequestration in Polish Coal Seam Experimental Study. Journal of Sustainable Mining, 13(2), doi: / jsm Bouc O., Audigane P., Bellenfant G., Fabriol H., Gastine M., Rohmer J., Seyedi D. (2009): Determining safety criteria for CO2 geological storage. GHGT9, Energy Procedia 1, Condor, J., Unatrakarn, D., Wilson, M., & Asghari, K. (2011). A comparative analysis of risk assessment methodologies for the geologic storage of carbon dioxide. Energy Procedia 4, Dyrektywa CCS (2009): Dyrektywa Parlamentu Europejskiego i Rady 2009/31/WE z dnia 23 kwietnia 2009 r. w sprawie geologicznego składowania dwutlenku węgla oraz zmieniająca dyrektywę Rady 85/337/EWG Eurotom, dyrektywy Parlamentu Europejskiego i Rady 2000/60/WE, 2001/80/WE, 2004/35/WE,2006/12/WE, 2008/1/ WE i rozporządzenie (WE) nr 1013/ EN (2010): STANDARD. Risk management Risk assessment techniques. Geneva: ISO/IEC. (Wprowadzona do polskiego ustawodawstwa przez PN-EN 31010:2010. Zarządzanie ryzykiem Techniki oceny ryzyka). 6. Farret R. (2011): Towards an integrated method for risk analysis of the CCS chain. International Seminar Evaluation and risk management for CCS. Le Havre, April. 7. Farret R., Gombert P., Lahaie F., Cherkaoui A., Lafortune S., Roux P. (2011a): Design of fault trees as a practical method for risk analysis of CCS: application to the different life stages of deep aquifer storage, combining long-term and short-term issues. Energy Procedia Gerstenberger, M. C., Christophersen, A., Buxton, R., Allinson, G., Hou, W., Leamon, G., & Nicol, A. (2013). Integrated Risk Assessment for CCS. Energy Procedia, 37(0), doi: egypro Ide S.T., Friedmann S.J., Herzog H.J. (2006): CO2 Leakage Through Existing Wells: Current Technology and Regulatory Basis. Poster session II. In Proceedings of the 8th International Conference on Greenhouse Gas Control Technologies. June 19 22, Trondheim, Norway. 10. IEA GHG (2009): IEA Greenhouse Gas R&D Programme. Long Term Integrity of CO2 Storage Well Abandonment, 2009/ IPCC (2005): IPCC Special Report on Carbon Dioxide Capture and Storage. Prepared by Working Group III of the Intergovernmental Panel

47 Nr 1 PRZEGLĄD GÓRNICZY 45 on Climate Change [Metz, B., O. Davidson, H. C. de Coninck, M. Loos, and L. A. Meyer (eds.)]. Cambridge University Press, Cambridge, United Kingdom and New York, NY, USA, 442 pp. 12. ISO (2009): STANDARD. Risk management Principles and guidelines. Geneva: ISO/IEC (Wprowadzona do polskiego ustawodawstwa przez PN-ISO 31000:2012. Zarządzanie ryzykiem Zasady i wytyczne) 13. Kling, G. W., Clark, M. A., Wagner, G. N., Compton, H. R., Humphrey, A. M., Devine, J. D., Evans, W.C., Lockwood, J.P., Tuttle, M.L., Koenigsberg, E. J. (1987). The 1986 Lake Nyos gas disaster in Cameroon, West Africa. Science, 236(4798), Kumamoto H. (1996): Probabilistic Risk Assessment and Management for Engineers and Scientists, IEEE Press 15. Le Guenan T., Manceau J. Ch., Bouc O., Rohmer J., Ledoux A. (2011): GERICO: A database for CO2 geological storage risk management. Energy Procedia Macdonald D. (2004): Practical hazops, trips and alarms: Newnes. 17. New York Times, Trying to Tame the Roar of Deadly Lakes, February 27, Pan Z., Connell L.D. (2007): A theoretical model for gas adsorption-induced coal swelling. International Journal od Coal Geology 69, Shi, J., & Durucan, S. (2005). CO2 storage in deep unminable coal seams. Oil & gas science and technology, 60(3), Stanton, R., Flores, R., Warwick, P.D., Gluskoter, H. and G.D., S. (2001) Coalbed Sequestration of Carbon Dioxide, 1st National Conference on Carbon Sequestration, Washington, USA. 21. World Resources Institute (WRI) (2008): CCS Guidelines: Guidelines for Carbon Dioxide Capture, Transport, and Storage. Washington, DC: WRI. 22. Yielding G., Freeman B., Needham D.T. (1997): Quantitative Fault Seal Prediction. AAPG Bulletin 81: Szanowni Czytelnicy! Przypominamy o wzowieniu prenumeraty Przeglądu Górniczego Informujemy też, że od 2009 roku w grudniowym zeszycie P.G. zamieszczamy listę naszych prenumeratorów.

48 46 UKD :622.86/.88:622.1:550.8 Analiza i ocena ryzyka dla procesu podziemnego zgazowania węgla na przykładzie KD Barbara Evaluation of risk for the underground coal gasification process on the example of experimental mine Barbara Dr inż. Alicja Krzemień* ) dr inż. Adam duda* ) dr inż. Aleksandra koteras* ) Treść: W artykule zaprezentowano wyniki analizy i oceny ryzyka procesowego podziemnej części instalacji zgazowania węgla, która była elementem poligonu doświadczalnego dla prowadzonego w 2013 roku, w Kopalni Doświadczalnej Barbara, eksperymentu podziemnego zgazowania węgla w ramach projektu HUGE2 (Hydrogen Oriented Underground Coal Gasification for Europe Environmental and Safety Aspects). W tym celu wykorzystano materiały i opracowania dotyczące eksperymentów realizowanych w ramach czystych technologii węglowych, udostępnione przez Główny Instytut Górnictwa (GIG) oraz informacje uzyskane z projektu HUGE (Hydrogen Oriented Underground Coal Gasification for Europe) prowadzonego przez GIG w Kopalni Doświadczalnej Barbara w latach Identyfikacja zagrożeń, czyli czynników niebezpiecznych i szkodliwych, które mają potencjał do generowania zdarzeń niebezpiecznych, pozwoliła na zaproponowanie działań profilaktycznych, mających na celu redukcję ryzyka na etapie prowadzenia eksperymentu zgazowania. W artykule zaprezentowano również wyniki oceny ryzyka procesowego, ukierunkowanej na identyfikację możliwych błędów mogących doprowadzić do awarii systemu. Wprowadzone rozwiązania pozwoliły na opracowanie instrukcji bezpiecznego prowadzenia eksperymentu tak, aby poza prawidłowym przebiegiem próby podziemnego zgazowania, zapewnić ochronę zdrowia i życia osób biorących udział w eksperymencie. Zadanie to było tym trudniejsze, iż zarówno w kraju, jak i na świecie, brak jest doświadczeń w zakresie analizy i oceny ryzyka dla podobnych prób prowadzonych pod ziemią. Abstract: This paper presents the results of evaluation of risk for the element of underground coal gasification system which was a part of the testing ground for the experiment of underground coal gasification, performed in 2013 in the testing mine Barbara in the framework of the HUGE2 (Hydrogen Oriented Underground Coal Gasification for Europe Environmental and Safety Aspects) project. Thus, it was necessary to use the references and elaborations on experiments performed on the basis of clean coal technologies, as well as to use information obtained from project HUGE (Hydrogen Oriented Underground Coal Gasification for Europe) shared and led by the Central Mining Institute in the testing mine Barbara between 2007 and The identification of hazards, namely, the dangerous and destructive factors which may tend to generate hazardous events, allowed to propose preventive measures for the reduction of risk during an underground coal gasification experiment. This paper also presents the results of the process risk assessment directed on the identification of possible errors which may lead to system failure. The implemented solutions allowed to develop guidelines for safe conduction of experiments so that apart from the correct run of the underground gasification test, it was possible to ensure health and life protection of the people who participate in this experiment. This task was more difficult as both in Poland and worldwide there is little experience in the field of evaluation and assessment of risk for similar tests carried out underground. Słowa kluczowe: podziemne zgazowanie węgla, ocena ryzyka procesowego, identyfikacja awarii w procesie PZW Key words: underground coal gasification, assessment of process risk, identification of failure in the UCG process * ) Główny Instytut Górnictwa w Katowicach.

49 Nr 1 PRZEGLĄD GÓRNICZY Wprowadzenie Technologia podziemnego zgazowania węgla (PZW) jest znana w świecie od ponad wieku [2,4,9,19] i od lat testowana w wielu różnych badaniach eksperymentalnych [1]. W latach w samych Stanach Zjednoczonych Ameryki przeprowadzono ponad 30 testów eksperymentalnych na węglu bitumicznym oraz węglu brunatnym. Wcześniej przez ponad 50 lat badania nad PZW prowadził Związek Radziecki, w tym badania terenowe, a nawet kilka projektów komercyjnych np. elektrownia w Angren (Uzbekistan). Od 1991 roku Chiny wykonały co najmniej kilkanaście testów oraz kilka projektów komercyjnych PZW. W latach w Hiszpanii prowadzono zgazowanie w głębokich pokładach węgla, następnie w Australii realizowano duży projekt podziemnego zgazowania (Chinchilla ), a od 2010 roku w Afryce Południowej produkuje się syngas metodą PZW dla elektrowni Majuba [1, 5]. W obecnej chwili w USA, Kanadzie, Afryce Południowej, Indiach, Australii, Nowej Zelandii i Chinach prowadzi się wiele komercyjnych projektów w różnych fazach rozwoju, od produkcji energii, przez paliwa płynne, czy syntetyczny gaz ziemny [1, 3]. PZW pozwala na bezpośrednie pozyskanie energii w miejscu zalegania węgla i przebiega analogicznie do technologii zgazowania węgla na powierzchni, jest jednak bardziej skomplikowane i trudniejsze w realizacji [4, 7]. Węgiel w trakcie procesu zgazowania jest utleniany przy użyciu jednego z czynników zgazowujących, jakim może być: powietrze, tlen, para wodna lub też ich mieszanina w odpowiednich proporcjach [3]. W rezultacie uzyskuje się gaz syntezowy (syngaz), którego głównymi składnikami są: H 2, CO, CO 2 oraz CH 4. Najważniejszym etapem PZW jest budowa georeaktora w górotworze, obejmującym wyrobiska górnicze oraz fragment pokładu węgla [10, 19]. Istnieje kilka sposobów inicjowania i kontrolowania procesu. Dwie podstawowe to metoda bezszybowa, zakładająca dostęp do pokładu węgla za pomocą otworów wiertniczych oraz metoda szybowa, gdzie udostępnienie pokładu węgla odbywa się za pomocą szybu lub upadowej [4, 22]. Wielu autorów sugeruje, że dalsze badania nad technologią PZW są konieczne, gdyż proces ten nie jest w obecnym stanie wiedzy i techniki tak kontrolowany jak proces naziemnego zgazowania węgla. Ważne parametry, takie jak szybkość napływu wody, rozkład reagentów w strefie zgazowania, tempo przesuwania się kanału ogniowego, mogą być szacowane jedynie poprzez pomiar temperatury oraz składu jakościowego i ilościowego gazu otrzymywanego w procesie [1]. Zaletą technologii PZW jest jej lokalizacja pod ziemią, która wpływa na redukcję kosztów pozyskania gazu, zagospodarowanie odpadów stałych oraz zmniejszenie nakładu prac w trakcie realizacji procesu [6]. Niestety technologia ta ma również wady, tj. wspomniane już problemy z kontrolą przebiegu procesu [1], czy zagrożenia środowiskowe związane z możliwością przenikania produktów PZW do otoczenia i poziomów wodonośnych, a także skutków powierzchniowych w postaci deformacji powierzchni [1, 23]. Kolejny aspekt to zagrożenia procesowe związane z samą technologią, miejscem realizacji eksperymentu oraz warunkami infrastruktury naziemnej i podziemnej, szczególnie w przypadku czynnych kopalń węgla kamiennego [13]. 2. Warunki prowadzenia eksperymentu podziemnego zgazowania węgla w kd barbara Kopalnia Doświadczalna Barbara Głównego Instytutu Górnictwa jest położona w północno-wschodniej części Mikołowa na wzniesieniu między centrum miasta a dzielnicą Katowic Podlesiem. Stanowiska badawcze do prowadzenia prób podziemnego zgazowania węgla, znajdujące się na terenie kopalni, wchodzą w skład części technologicznej Centrum Czystych Technologii Węglowych GIG (CCTW). Daje to możliwość prowadzenia eksperymentów PZW w warunkach in-situ, przy zapewnionym dostępnie do naziemnego zaplecza laboratoryjnego, pozwalającego na monitoring oraz na jak najszybszą analizę prowadzonych doświadczeń. Ze względu na badawczy charakter prac, założono, że poszczególne stanowiska będą działały okresowo i nie w jednym czasie, a ilość i długotrwałość doświadczeń będzie ograniczona. Wyrobiska podziemne Kopalni Doświadczalnej Barbara w Mikołowie stanowią poligon doświadczalny pozwalający na przeprowadzanie badań dołowych ze szczególnym uwzględnieniem prowadzenia wybuchów metanu, pyłu węglowego, pyłów organicznych oraz eksperymentów podziemnego zgazowania węgla. Sieć wentylacyjną kopalni tworzą dwa poziomy: poziom 30 metrów, na którym zlokalizowano próby podziemnego zgazowania węgla w pokładzie 310, poziom 46 metrów, na którym są dwie sztolnie doświadczalne od długości 400 metrów i 200 metrów do prowadzenia wybuchów podziemnych, szyb wdechowy Barbara zgłębiony do poziomu 46 metrów, którym powietrze świeże doprowadzane jest do obu poziomów kopalni 30 metrów i 46 metrów, szyb wentylacyjny ze stacja wentylatorów głównych na powierzchni o parametrach: wydatek powietrza Q = 2500 m3/min, spiętrzenie wentylatorów 850Pa = 85 milimetra słupa wody, bezpośrednie połączenie z powierzchnią posiadają dwie sztolnie doświadczalne 200 metrów i 400 metrów. Podczas wykonywania eksperymentalnych wybuchów w podziemnych sztolniach, produkty po wybuchach w wyniku wzrostu ciśnienia odprowadzane są w części tymi połączeniami na powierzchnię, a po włączeniu wentylatora głównego odprowadzane są szybem wentylacyjnym. Sieć wentylacyjna kopalni posiada 4 połączenia z powierzchnią, jednakże szyb wdechowy Barbara i szyb wentylacyjny stanowią drogę ucieczkową z poziomu 30 metrów i 46 metrów. Połączenia chodników doświadczalnych 400 metrów i 200 metrów z powierzchnią nie stanowią drogi ucieczkowej. Sumaryczna długość wyrobisk podziemnych w Kopalni Doświadczalnej Barbara wynosi 4500 metrów. Wentylatory głównego przewietrzania zlokalizowane przy szybie wydechowym (wentylacyjnym) zostały zaprojektowane do stałego otworu równoznacznego. Sieć wyrobisk podziemnych na poziomie 30 metrów została rozbudowana o poligon doświadczalny, do podziemnego zgazowania węgla z pokładu 310. W roku wykonano około 500 metrów wyrobisk korytarzowych w pokładzie 310 dla poligonu Czystych Technologii Węglowych związanych z podziemnym zgazowaniem węgla. Z powierzchni do wyrobisk dołowych wykonano otwór o średnicy 300 mm orurowany dla odprowadzania produktów zgazowania na powierzchnię podczas prób podziemnego zgazowania węgla. Wykonana sieć wyrobisk korytarzowych okonturowała parcele pokładu 310, w których prowadzone będą eksperymenty podziemnego zgazowania węgla w pokładzie 310. Wyrobiska korytarzowe przewietrzane są aktualnie wentylacją opływową, tworząc prostą sieć wentylacyjną pomiędzy szybem wdechowym Barbara, a szybem wentylacyjnym. Świeże powietrze od szybu Barbara prowadzone jest chodnikiem głównym na poziomie 30 metrów do wyrobisk poligonu podziemnego zgazowania węgla.

50 48 Przewietrzanie wyrobisk poligonu podziemnego zgazowania węgla odbywa się wznoszącymi prądami powietrza. Wyrobiska poligonu wykonane są zarówno po wzniosie pokładu 310 o nachyleniu 4 stopnie, jak i poziomo po rozciągłości pokładu 310. W warunkach nie prowadzenia eksperymentu podziemnego zgazowania węgla w pokładzie 310 rozpływy powietrza w bocznicach poligonu regulowane są tamami regulacyjnymi. Wydatki powietrza przepływające aktualnie w wyrobiskach poligonu nie wymagają spełnienia jakichkolwiek warunków wentylacyjno-gazowych. Prowadzenie próby podziemnego zgazowania węgla w parceli pokładu 310 narzuca potrzebę zwiększenia wydatków przepływu powietrza w bocznicach wentylacyjnych związanych z prowadzonym eksperymentem. Regulacja rozpływów powietrza w wyrobiskach związanych z poligonem podziemnego zgazowania węgla, wymusza w trakcie przebiegu procesu zgazowania prowadzenie zdalnej regulacji od strony wyrobisk doprowadzających świeże powietrze z poziomu 30 metrów. Ze względu na to, że sieć wentylacyjną kopalni Doświadczalnej Barbara charakteryzuje niewielki otwór równoznaczny, wentylator główny przewietrzający strukturę podziemną kopalni charakteryzuje się małym przedziałem wartości parametrów pracy tj. wydatku oraz spiętrzenia. Z tych względów parametry pracy wentylatora głównego przy szybie wydechowym nie stwarzają możliwości znacznego zwiększenia całkowitego wydatku powietrza na wentylatorze. Uwzględniając możliwość powstania stanu awaryjnego w procesie podziemnego zgazowania węgla i uwolnienia dużych objętości wodoru, tlenku węgla do wyrobisk wentylacyjnie związanych z georeaktorem, występują okoliczności, które mogą spowodować powstanie w wyrobiskach, na drodze odprowadzenia powietrza do szybu wentylacyjnego, atmosfery wybuchowej. Ograniczone możliwości regulacji powietrza w wyrobiskach podziemnych wentylacyjnie związanych z georeaktorem wymusiły zaprojektowanie systemu ochrony wentylatora głównego na powierzchni przed atmosferą niebezpieczną (wybuchową). Zaprojektowano wielostopniową przepustnicę (trzy stany otwarcia: 33 %, 66 % i 100 %) na powierzchni pozwalającą na wielokrotne zwiększenie ucieczek powietrza świeżego do kanału wentylatora głównego. Wielostopniowa przepustnica jest regulowana z dyspozytorni Kopalni Doświadczalnej Barbara. Otwarcie przepustnicy ogranicza dopływ do wentylatora głównego powietrza o niebezpiecznym składzie, z rejonu georeaktora, przy jednoczesnym wielokrotnym doprowadzeniu przez otwartą przepustnicę powietrza atmosferycznego [11]. 3. Ocena ryzyka procesowego związanego z częścią podziemną instalacji zgazowania węgla Ocena ryzyka procesowego została przeprowadzona dla części podziemnej instalacji zagazowania węgla w KD Barbara. Możliwość wystąpienia określonych skutków szacowana była przez ekspertów, przy użyciu dostępnej wiedzy na temat każdego z procesów. Analiza efektów fizycznych, każdego ze zdarzeń, polegała na określeniu skutków poszczególnych zagrożeń tj. toksyczności substancji, promieniowania cieplnego emitowanego podczas pożaru, nadciśnienia powstającego w czasie wybuchu czy odłamków powstających w wyniku eksplozji. Dla ludzi skutki narażenia określano jako obrażenia, dla instalacji jako uszkodzenia, a dla środowiska jako zniszczenia Narzędzia wykorzystane do oceny ryzyka procesowego Pierwszym narzędziem diagnostycznym wykorzystanym do analizy ryzyka była technika HAZOP, czyli studium zagrożeń i zdolności operacyjnych. HAZOP polega na systemowej identyfikacji potencjalnych zagrożeń i awarii oraz strat spowodowanych odchyleniami od normalnych, założonych warunków operacyjnych procesu. Dzięki tej metodzie możliwe było ustalenie odchyleń w funkcjonowaniu systemu, które w konsekwencji mogą prowadzić do powstania zagrożeń [8,14,15,16,17]. W trakcie wykonywania analizy wzięto pod uwagę informacje zawarte w schemacie technicznym instalacji (fragment schematu przedstawiono na rysunku 1), dane dotyczące urządzeń, czujników pomiarowych, opis samego procesu i instalacji, a także wiedzę osób przygotowujących eksperyment w KD Barbara. Pozwoliło to na systematyczne badanie poszczególnych części instalacji pod kątem powstania odchyleń od założonych parametrów procesu oraz na analizę czy zidentyfikowane odchylenia mogą mieć negatywny wpływ na bezpieczne i efektywne prowadzenie procesu. Cała instalacja podzielona została na małe odcinki nazywane węzłami, które stanowiły funkcjonalną całość. Każdy z węzłów był analizowany indywidualnie, niemniej jednak w kolejnym kroku uwzględniono możliwe interakcje pomiędzy poszczególnymi elementami systemu, tak aby nie ograniczać myślenia lateralnego w trakcie badania. Dla identyfikacji mechanizmów powstawania ciągów zdarzeń awaryjnych wykorzystano scenariusze zdarzeń wypadkowych i awaryjnych, w których analizowano ciągi zdarzeń rozpoczynających się od zdarzeń inicjujących, aż do konkretnych skutków zagrożeń. Aby móc zdefiniować takie mechanizmy, konieczne było określenie rozwoju zdarzeń inicjujących względem systemów bezpieczeństwa spełniających określone funkcje. Funkcje te stanowią odpowiedź obiektu na występujące zakłócenia w postaci zdarzenia inicjującego np. spadek ilości tłoczonego czynnika zgazowującego na wlocie do georeaktora (od zakładanej) może świadczyć o wypływie gazów do wyrobisk bezpośrednio związanych z georeaktorem. Do tego celu wykorzystane zostały drzewa błędów FTA [14,17] oraz obliczenia dotyczące możliwości powstania atmosfery wybuchowej i/lub toksycznej [12]. Kolejnym etapem badania była ocena ryzyka z zastosowaniem metody FMEA (analiza rodzajów i skutków możliwych błędów), która jest techniką badania potencjalnych uszkodzeń poszczególnych elementów systemu technicznego (instalacji) [14,17]. FMEA pozwala także na określenie wpływu zidentyfikowanych awarii na sąsiednie elementy systemu, w tym przypadku na działanie poszczególnych elementów instalacji podziemnego zgazowania węgla. Analiza ta umożliwiła wskazanie krytycznych pod względem niezawodności obszarów systemu, a także na zaproponowanie modyfikacji, tak w samej instalacji, jak i w sposobie jej obsługi, dla zmniejszenia prawdopodobieństwa wystąpienia awarii w trakcie trwania eksperymentu PZW. W badaniu założono, że każda awaria systemu jest zdarzeniem niezależnym, dla którego należy poszukiwać informacji na temat rodzajów błędów jakie mogą powstać oraz wpłynąć na analizowany element systemu, a także możliwych skutków zaistnienia tych zdarzeń. Przy analizie technologii podziemnego zgazowania założono, że jest to proces złożony wymagający wyróżnienia funkcjonalnych podsystemów i ich badania w pierwszej fazie FMEA, a następnie osobnej oceny każdego elementu. Przyjęto, że źródłem awarii systemu może być zarówno sama technologia (proces produkcyjny), środki pomiarowo-kontrolne, maszyny i urządzenia, ale także środowisko naturalne (otoczenie), które wpływa na przebieg

51 Nr 1 PRZEGLĄD GÓRNICZY 49 Rys. 1. Fragment schematu technologiczno pomiarowego części podziemnej dla procesu PZW w KD Barbara (opracowano na podstawie dokumentacji projektowej wykonanej przez PRINT Sp. z o.o.) Fig. 1. Fragment of technological and measuring scheme of the underground element for UCG process in the testing mine Barbara [elaborated on the basis of the project documentation prepared by PRINT Sp. z o. o. (limited liability company)] procesu, a także błędy ludzkie wynikające z obsługi danej technologii [13]. Dla oceny ryzyka zagrożeń w przestrzeniach, w których mogą wystąpić atmosfery wybuchowe przyjęto metodę jakościową, która składa się z analizy parametrów charakteryzujących ryzyko: powagi następstw wybuchu i prawdopodobieństwa ich wystąpienia zgodnie z metodologią projektu RASE [21]. Powaga następstw zaistnienia wybuchu określona została w kategoriach oddziaływania na ludzi i w kategoriach zniszczeń systemu. Natomiast prawdopodobieństwo wystąpienia wybuchu uzależniono od możliwości jednoczesnego wystąpienia atmosfery wybuchowej oraz efektywnego źródła zapłonu. Ocenę ryzyka związanego z powstaniem atmosfery niezdatnej do oddychania dokonano opierając się na metodologii zawartej w PN-N [18], a także na obliczeniach stężenia gazów w powietrzu kopalnianym w przypadku amputacji rurociągu, dla wszystkich trzech stanów otwarcia przepustnicy w układzie wentylacyjnym Identyfikacja zagrożeń związanych z podziemnym procesem zgazowania węgla Przy identyfikacji zagrożeń, mogących zaistnieć w trakcie prowadzenia eksperymentu PZW, uwzględniono zdarzenia niebezpieczne mogące wystąpić podczas normalnej pracy georeaktora oraz w jego stanie awaryjnym. W tym celu wykorzystano materiały i opracowania dotyczące eksperymentów realizowanych w ramach czystych technologii węglowych, udostępnione przez Główny Instytut Górnictwa (GIG). Innym źródłem informacji były doświadczenia uzyskane z projektu HUGE prowadzonego przez GIG w Kopalni Doświadczalnej Barbara w latach [20, 22]. Identyfikacja stanów eksploatacyjnych instalacji z punktu widzenia bezpieczeństwa została przeprowadzona przy użyciu techniki HAZOP [8, 14, 15, 16, 17]. Był to najważniejszy etap analizy, obejmujący ustalenie wszystkich czynników posiadających potencjalną możliwość powodowania zagrożeń dla samego obiektu, jego personelu oraz otoczenia. W badaniu uwzględniono źródła zagrożeń wewnętrznych i zewnętrznych, tj. wada materiałowa wykorzystywanych elementów konstrukcyjnych, błąd montażu rurociągu doprowadzającego i odprowadzającego gazy z procesu, uszkodzenie mechaniczne elementów konstrukcyjnych podczas prac przygotowania eksperymentu oraz możliwe ruchy górotworu spowodowane eksplozją w georeaktorze lub w instalacji odprowadzającej produkty zgazowania. Fragment analizy ryzyka metodą HAZOP został przedstawiony w tablicy 1. Identyfikacja źródeł zagrożeń pozwoliła na określenie listy potencjalnych źródeł wypływu substancji niebezpiecznych oraz przyczyn sprawczych (zdarzenia inicjujące). Lista ta, zwana również listą zdarzeń wypadkowych stanowiących główne zagrożenia dla danego obiektu, była podstawą do wytypowania reprezentatywnych zdarzeń wypadkowych, które poddane zostały następnie opracowaniu modeli scenariuszy awaryjnych przy pomocy metody drzew błędów (FTA) [14, 17]. Metoda ta została zastosowana dla identyfikacji zdarzeń inicjujących sekwencję zdarzeń wypadkowych, tj. wybuch w georeaktorze powodujący wypływ gazów procesowych do wyrobisk bezpośrednio związanych z georeaktorem (rysunek 2), zniszczenie georeaktora brak gwarancji bezpiecznego utrzymywania parametrów procesu zgazowania węgla, powstanie atmosfery wybuchowej oraz czynnika inicjującego Wyniki oceny ryzyka procesowego dla eksperymentu Analiza i ocena ryzyka procesu PZW, wykonana przy pomocy opisanych w punkcie 3.1. narzędzi pozwoliła na zidentyfikowanie zagrożeń, które może generować prowadzony eksperyment dla środowiska oraz dla ludzi. W badaniach ustalono kluczowe dla bezpieczeństwa prowadzenia procesu aspekty, tak pod względem technicznym, jak i organizacyjnym. Sam proces podziemnego zgazowania podzielono na trzy

52 50 Tablica 1. Fragment analizy ryzyka metodą HAZOP dla instalacji podziemnego zgazowania węgla w KD Barbara Table 1. Fragment of risk assessment by the use of HAZOP method for the underground gasification system in the testing mine Barbara Rurociąg KO-02- rurociąg odprowadzający kondensat (produkt zgazowania) z georeaktora

53 Nr 1 PRZEGLĄD GÓRNICZY 51 Rys. 2. Wyrobisko w obudowie betonowej w bezpośrednim sąsiedztwie georeaktora wraz z instalacją odprowadzającą gaz procesowy Fig. 2. Excavation in concrete housing adjacent to the georeactor along with the system for discharging gas zasadnicze etapy. Zaczynając od procesu tłoczenia czynnika zgazowującego do georeaktora (lub czynnika inertyzującego w przypadku stanu awaryjnego georeaktora), poprzez proces zgazowania, aż do trzeciego etapu, jakim jest podziemny przesył produktów zgazowania na powierzchnię (rysunek 1). Pozwoliło to na systematyczną identyfikację zagrożeń mających potencjał do generowania zdarzeń niebezpiecznych, tj. awarie lub wypadki. W następnej kolejności korzystając z metodologii FMEA dokonano szacowania ryzyka powstania awarii, poprzez ocenę potencjalnych przyczyn oraz skutków powstania każdego ze zdarzeń niebezpiecznych. Ustalono, że zagrożenia powstające w procesie PZW mogą być spowodowane wadami materiałowymi użytych elementów lub nieprawidłowym ich montażem. Mogą być także generowane przez zachowanie samego górotworu, tutaj wzięto pod uwagę zagrożenia naturalne oraz wymieniane w licznej literaturze przedmiotu możliwości wystąpienia osiadania powierzchni terenu, zawalenia się stropu georeaktora, przenikaniu gazów przez warstwy nadkładu czy zanieczyszczeniu wód gruntowych [7, 23]. Nie zapomniano również o możliwej awarii instalacji podawania czynnika zgazowującego czy problemach przy odbiorze produktów zgazowania, takich jak przepełnienie zbiorników na kondensat (rys. 3), a także o bardzo istotnym wybuchu w samym georeaktorze i o jego konsekwencjach dla całego systemu. Uwzględniając powyższe, podjęto decyzję o wykorzystaniu istniejącego rurociągu jako alternatywnej drogi podawania gazu inertnego na wypadek awarii instalacji podawania gazów z powierzchni Redukcja i kontrola ryzyka procesu PZW Każda ze stosowanych w trakcie oceny ryzyka metod pozwoliła na identyfikację możliwych zdarzeń niebezpiecznych na każdym etapie prowadzenia eksperymentu PZW. Dzięki temu możliwe było zaproponowanie działań mających na celu zmniejszenie prawdopodobieństwa i skutków powstania awarii systemu. Wskazano elementy, które wymagają szczególnej uwagi podczas przygotowywania oraz prowadzenia procesu PZW. Działania te ukierunkowane były na poprawę bezpieczeństwa samego procesu, ale również na ochronę zdrowia i życia osób biorących udział w eksperymencie. Dlatego też podjęto wiele działań technicznych skierowanych na redukcję i kontrolę ryzyka, a mianowicie: Rys. 3. Zbiornik na kondensat z procesu PZW Fig. 3. UCG process hot-well modułowe łączenie instalacji umożliwiające naprawę oraz wymianę uszkodzonych elementów, dobór elementów instalacji na etapie projektowania i wykonania uwzględniający eksperymentalny przebieg procesu oraz użycie materiałów zgodnych z normami, przepisami branżowymi, dokumentacją projektową i specyfikacją techniczną, przeprowadzenie próby szczelności, opracowanie instrukcji postępowania na wypadek wystąpienia awarii, stały monitoring procesu umożliwiający natychmiastowe porównanie ilości i składu mieszaniny gazów w georeaktorze i instalacji odprowadzającej produkty zgazowania, w celu zabezpieczenia przed powstaniem mieszaniny wybuchowej, system gazometrii automatycznej, przeciwdziałania przeniesienia wybuchu, system monitoringu parametrów czynnika, uniemożliwienie przebywania w rejonie instalacji osób do tego nieupoważnionych. Podjęto także działania mające na celu obniżenie prawdopodobieństwa powstania atmosfery wybuchowej w georeaktorze, tj. przeprowadzenie próby szczelności instalacji, stały monitoring procesu poprzez zastosowanie odpowiednich czujników, opracowanie instrukcji postępowania w sytuacji wskazań świadczących o zakłóceniach w pracy instalacji, podanie azotu w przypadku utraty kontroli nad instalacją, zastosowanie reguły dwóch par oczu podczas monitoringu pracy instalacji. A także działania ograniczające możliwe skutki wybuchu w instalacji, tj.: brak pracowników w strefie instalacji w trakcie procesu zgazowania, stosowanie systemu gazometrii automatycznej oraz modułowe łączenie instalacji umożliwiające naprawę uszkodzonych elementów. 4. Podsumowanie Analiza i ocena ryzyka procesowego dla eksperymentu PZW nie jest zadaniem łatwym. Głównie ze względu na brak zadowalających doświadczeń dla podobnych prób prowadzonych pod ziemią. Na każdym etapie badań konieczne było uwzględnienie zarówno aspektów technicznych, organizacyjnych, środowiskowych, ale również ludzkich, które w znaczący sposób miały wpływ na bezpieczne prowadzenie procesu PZW. Przeprowadzona analiza ryzyka procesowego pozwoliła na weryfikację instalacji już w trakcie jej projek-

54 52 towania, wykonywania, a w następnej kolejności na etapie jej eksploatacji. Działania te umożliwiły określenie słabych punktów systemu i zaproponowanie rozwiązań technicznych lub organizacyjnych mających na celu zmniejszenie ryzyka powstania awarii czy wypadku w trakcie prowadzenia eksperymentu. Należy zauważyć, że podejście to ma duże znaczenie dla bezpieczeństwa procesu PZW, dostarczając informacji i wiedzy niezbędnej dla dalszych badań nad zapewnieniem jak najwyższych standardów bezpiecznego prowadzenia eksperymentów podziemnego zgazowania. Próby PZW pozwalają na poszerzenie wiedzy na temat jednej z bardziej obiecujących technologii pozyskiwania paliwa w miejscu zalegania złoża. Przy obecnym stanie wiedzy technologia PZW nie jest alternatywą dla konwencjonalnej eksploatacji węgla, głównie ze względu na wysokie koszty pozyskiwania energii w ten sposób. Nie można jednak zapomnieć, że podziemne zgazowanie węgla pozwala na wykorzystanie wąskich, niedostępnych dla standardowej eksploatacji pokładów lub też resztek poeksploatacyjnych, co stanowi główny atut tej metody. Dlatego dalsze badania nad technologią PZW są konieczne, a samo doskonalenie kontroli nad procesem pozwoli w przyszłości na upowszechnienie podziemnego zgazowania węgla jako czystego sposobu pozyskiwania gazu w samym złożu. Literatura: 1. Burton E., Friedmann J., Upadhye R.: Best Practice in Underground Coal Gasification. University of California, Lawrence Livermore National Laboratory, Dinis da Gama, C., Navarro Torres, V., Falcao Neves, A.P.: Technological innovations on underground coal gasification and CO2 sequestration. Dyna, Year 77, Nr 161, marzec 2010, pp DTI.: Review of the feasibility of underground coal gasification in the UK. DTI/Pub 04/1643, Didcot, Oxfirdshire, Great Britain, Dziunikowski K.: Eksploatacja węgla kamiennego sposobem podziemnego zgazowania. Monografia polskiego górnictwa węglowego 1968; ESKOM UCG-project background. Dostęp: r. 6. Friedmann S.J.: Carbon sequestration. Proc Energy Symposium, Madison, WI, USA, Kapusta K., Stańczyk K.: Uwarunkowania i ograniczenia rozwoju procesu podziemnego zgazowania węgla w Polsce. Przemysł Chemiczny 88/ str Kletz T.: HAZOP and HAZAN Identifying and Assessing Process Industry Hazards, 4th edition, Institution of Chemical Engineers, Rugby, UK, 1999 ISBN Klimenko A.Y.: Early ideas in underground coal gasification. Energies 2009;2. str Konopko W., Drzewiecki J.: Wybrane przykłady podziemnego zgazowania węgla. Prace Naukowe GIG, Górnictwo i Środowisko, kwartalnik, Nr 1/1/2011, str Krause E.: Materiały KD1 dotyczące zagadnień wentylacyjnych w KD Barbara. 12. Krause E., Szuścik J.: Koncepcja podziemnego zgazowania węgla w obszarze górniczym KHW S.A. KWK Wieczorek przy uwzględnieniu kryteriów górniczo-geologicznych, techniczno-organizacyjnych oraz bezpieczeństwa procesowego. 13. Krzemień A., Duda A., Koteras A.: Wykorzystanie metody FMEA do oceny ryzyka procesowego na etapie projektowania instalacji zgazowania węgla w czynnej kopalni węgla kamiennego. Zagrożenia i technologie. Praca zbiorowa pod redakcją Józefa Kabiesza. Główny Instytut Górnicztwa. Katowice ISBN Markowski S.A.: Zapobieganie stratom w przemyśle. Część III. Zarządzanie bezpieczeństwem procesowym. Wydawnictwo Politechniki Łódzkiej. Łódź 2000 ISBN Mcdonald D.: Practical Hazops, Trips and Alarms. Newnes, Elsevier 2004 ISBN Polska Norma PN-IEC 61882:2005 Badania zagrożeń i zdolności do działania (badania HAZOP) przewodnik zastosowań 17. Polska Norma PN-EN 31010:2010 Zarządzanie ryzykiem Techniki oceny ryzyka 18. Polska Norma PN-N-18002:2011 System zarządzania bezpieczeństwem i higieną pracy. Ogólne wytyczne do oceny ryzyka zawodowego 19. Rauk J.: Optymalne wymiary generatora przy podziemnym zgazowaniu węgla powietrzem. Prace GIG Komunikat Nr 660, Stańczyk K., Dubiński J., Cybulski K., Wiatowski M., Świądrowski J., Kapusta K., Rogut J., Smoliński A., Krause E., Grabowski J.: Podziemne zgzowanie węgla doświadczenia światowe i eksperymenty prowadzone w KD Barbara. Polityka Energetyczna. Tom 13, Zeszyt 2., PL ISSN The RASE Project Explosive Atmosphere: Risk Assessment of Unit Operations and Equipment EU Project. Methodology for the Risk Assessment of Unit Operations and Equipment for Use in Potentially Explosive Atmospheres EU Project No: SMT4-CT , March Wiatowski M., Stańczyk K., Świądrowski J., Kapusta K., Cybulski K., Krause E., Grabowski J., Rogut J., Howaniec N., Smoliński A.: Semitechnical underground coal gasification (UCG) using the shaft method in Experimental Mine Barbara. Fuel 99, pp Younger P.L.: Hydrogeological and geomechanical aspects of underground coal gasification and its direct coupling to carbon capture and storage. Mine Water Environ 30, pp

55 Nr 1 PRZEGLĄD GÓRNICZY 53 UKD 622.2:622.28:622.83/.84 Analiza utrzymania stateczności wyrobisk korytarzowych w długim okresie Analysis of maintaining the stability of dog headings in the long-term Prof. dr hab. inż. Tadeusz Majcherczyk* ) Dr hab. inż. Piotr Małkowski* ) prof. AGH, dr inż. Zbigniew Niedbalski* ) Treść: W artykule przedstawiono przykłady obserwacji wyrobisk korytarzowych wykonywanych w górotworze karbońskim w różnych warunkach stropowych, dla których testowano różne schematy obudowy. Obserwacje takie wykonywano nawet przez okres kilku lat. Wykonywane pomiary pozwoliły na ocenę intensywności ruchów górotworu wokół wyrobiska, a także na oszacowanie granicznego czasu intensywnych przemieszczeń skał wokół niego. Na podstawie pomiarów można wskazać pewne warunki naturalne i techniczne, które sprzyjają utracie stateczności wyrobiska oraz ocenić skuteczność wybranych schematów obudowy dla przeciwdziałania zagrożeniu zawałowemu w warunkach górotworu karbońskiego. Abstract: This paper presents the examples of observations of dog headings driven in Carboniferous rock mass in different roof conditions for which different schemes of housing were tested. Such observations were performed during a period of up to several years. The measurements allowed to evaluate the intensity of rock mass movements in the surroundings of a dog heading as well as to estimate the boundary time of the intense rock movements around it. The measurements allow to indicate certain natural and technical conditions which favour the loss of the stability of a dog heading as well as to assess the efficiency of the selected housing schemes in order to meet the threat of caving in the conditions of Carboniferous rock mass. Słowa kluczowe: stateczność wyrobisk korytarzowych, monitoring wyrobisk górniczych, skuteczność schematów obudowy Key words: stability of dog headings, observations of mining excavations, efficiency of housing schemes 1. Wprowadzenie * ) AGH w Krakowie. Zmienna budowa geologiczna i zróżnicowane własności fizyko-mechaniczne górotworu karbońskiego powodują, że warunki stropowe na długości drążonego wyrobiska korytarzowego znacznie się zmieniają i utrudniają dobór obudowy [2, 1, 6]. Obudowa wyrobisk korytarzowych stosowana w kopalniach węgla to najczęściej stalowa obudowa podporowa podatna, wraz z elementami wzmacniającymi oraz kotwami. Przy dużych naprężeniach pierwotnych zasadniczym problemem staje się zapewnienie przestrzennej stabilizacji odrzwi [4]. Elementy obudowy mają zatem coraz częściej podwyższone parametry mechaniczne, co daje także pozytywne efekty w przypadku występowania dodatkowych obciążeń dynamicznych [16]. Ze względu na korozję obudowy, szczególnie w wyrobiskach kapitalnych, jest ona dodatkowo zabezpieczana torkretem [18]. Nowoczesne schematy obudowy dla wyrobisk korytarzowych mają na celu [8]: - zmniejszenie zasięgu strefy spękań, czyli zmniejszenie obciążenia działającego na obudowę,

56 54 zabezpieczenie spągu wyrobiska, często w połączeniu z istniejącą obudową lub wzmocnieniem warstw spągowych, optymalne wykorzystanie nośności zaprojektowanej obudowy, szczególnie w przypadku mocnych skał stropowych, utrzymanie wyrobisk przyścianowych, w szczególności za frontem ściany. Obecnie stosuje się kilkanaście różnych schematów obudowy, których wybór jest silnie związany z głębokością zalegania [10]. Wśród stosowanych rozwiązań zdecydowanie przeważa obudowa podporowo-kotwowa, jednak jej połączenie realizowane jest w kilkunastu wariantach, w zależności od warunków stropowych i czasu utrzymania wyrobiska [22]. Najczęściej wykonywanymi schematami obudowy wyrobisk korytarzowych, uznawanymi jednocześnie za najbardziej skuteczne, są [10]: podporowa z przykotwioną stropnicą za pomocą podciągów, podporowo-kotwowa z kotwieniem pomiędzy łukami, podporowa z przykotwioną stropnicą. W niniejszym artykule przedstawiono ocenę stateczności wybranych wyrobisk korytarzowych, w których zastosowano różne schematy obudowy podporowo-kotwowej oraz samodzielnej obudowy kotwowej. Uwzględniono przy tym układ warstw skalnych i ich właściwości. Ocenę stateczności wykonano na podstawie pomiarów konwergencji realizowanych w oparciu o repery i przemieszczeń stropu rejestrowanych za pomocą rozwarstwieniomierzy oraz sondy ekstensometrycznej. Wyrobiska były monitorowane przez okres od 477 do 1446 dni. 2. Ocena stateczności wyrobisk 2.1. Wyrobisko z obudową podporową z przykotwioną stropnicą za pomocą podciągów chodnik B Warunki geologiczno-górnicze Chodnik B-7 był chodnikiem przyścianowym znajdującym się na głębokości około 820 m w pokładzie 403/3 [9]. Miąższość pokładu węgla w przekroju wyrobiska wynosiła od 1,42 do 1,81 m. Nachylenie pokładu dochodziło maksymalnie do 50 w kierunku N. W stropie pokładu zalegały grube warstwy piaskowca drobno- i średnioziarnistego. Jego wytrzymałość na ściskanie określona laboratoryjnie wynosiła około 71 MPa, a określona penetrometrycznie MPa. Wytrzymałość na rozciąganie osiągała wartości 6,4 8,1 MPa. Wskaźnik RQD warstw stropowych wynosił 10,9 %. W spągu pokładu występowały łupki ilaste o grubości do około 1,25 m, poniżej łupki piaszczyste o grubości 2,0 2,2 m, piaskowiec o grubości około 4,5 m, a poniżej łupki ilaste i piaszczyste. Nad przedmiotowym chodnikiem w rejonie wyznaczonego odcinka pomiarowego występowała wiązka krawędzi pokładów, o odległości pionowej 12 19, 55 i 90 m. Analizowany rejon zaliczono do I stopnia zagrożenia wodnego, IV kategorii zagrożenia metanowego oraz klasy B zagrożenia wybuchem pyłu węglowego. Na badanym odcinku chodnika B-7, stosowano stalową obudowę łukową podatną (ŁP). Odrzwia obudowy o wielkości 10, wykonane były z kształtownika V29 i budowane w rozstawie 0,75 m. Obudowę ŁP wzmocniono podciągiem stalowym V25 przykotwionym do stropu za pomocą kotew strunowych o długości całkowitej 4,0 m (rys. 1) Analiza wyników pomiarów W chodniku B-7 prowadzono pomiary konwergencji pionowej i poziomej, przemieszczeń stropu za pomocą sondy ekstensometrycznej oraz badania endoskopowe. Na rysunkach Rys. 1. Obudowa w chodniku B-7 pokład 403/3 na odcinku badawczym Fig. 1. Housing in heading B-7, seam 403/3 on the exploratory length 2 i 3 przedstawiono wyniki pomiarów konwergencji prowadzonych przez okres 477 dni. W 455 dniu badań baza nr 6 (kolor niebieski) znalazła się w odległości 149 m od frontu ściany i wartości konwergencji pionowej zaczęły wzrastać. Generalnie konwergencja pozioma w analizowanym okresie wynosiła od 42 do +36 mm (rys. 3), natomiast konwergencja pio nowa od 63 do +3 mm (rys. 2). Obserwowano więc zarówno zmniejszanie, jak i zwiększanie się wymiarów poziomych i pionowych chodnika. Analizując wyniki obserwacji można zauważyć stały ruch warstw górotworu wokół wyrobiska. Ruch ten zaczął się nasilać po około 350 dniach od chwili wydrążenia wyrobiska, co mogło być spowodowane wpływem przesuwającej się eksploatacji w kierunku baz pomiarowych. Tak więc przez okres 455 dni od wydrążenia chodnika nie ustabilizował się wtórny stan równowagi wokół wyrobiska, pomimo schematu obudowy o wysokiej nośności i w miarę jednorodnych skał stropowych (ok. 10 m piaskowców drobno- i średnioziarnistych). Ruch skał stropowych obserwowany sondą ekstensometryczną (rys. 4) do wysokości 4,0 m od konturu wyrobiska ustabilizował się do 380 dnia po wydrążeniu chodnika. Następował on zarówno w kierunku do, jak i od wyrobiska. Największe ruchy obserwowano na odcinku 0 0,8 m. Wynika z tego, że ruch mas skalnych wokół chodnika B-7 związany był ze sprężystym uginaniem się piaskowców ich kompakcją i odprężaniem się. Powyższy wniosek potwierdzają także badania endoskopowe, wykonane w otworze zlokalizowanym pośrodku odcinka pomiarowego, podczas których bezpośrednio po wydrążeniu chodnika zaobserwowano dwa pęknięcia, a po Rys. 2. Zmiana wysokości chodnika B-7 na odcinku pomiarowym Fig. 2. Change in the height of heading B-7 on the measuring length

57 Nr 1 PRZEGLĄD GÓRNICZY 55 Na długości pochylni zachodniej nie stwierdzono zaburzeń tektonicznych. W rozpatrywanym rejonie nie występował wpływ krawędzi pokładów sąsiednich, a eksploatacja w pokładzie oddalona była minimum o 100 m. Rejon w otoczeniu pochylni zachodniej pokładzie 358/1 zaliczono do I stopnia zagrożenia wodnego, IV kategorii zagrożenia metanowego oraz klasy B zagrożenia pyłowego. W analizowanym wyrobisku zastosowano obudowę podporowa ŁP9/V29 przy rozstawie odrzwi 1,0 m ze stropnicą przykotwioną w strzałce jedną parą kotew o długości całkowitej 2,5 m (rys. 5). Rys. 3. Zmiana szerokości chodnika B-7 na odcinku pomiarowym Fig. 3. Change in the width of heading B-7 on the measuring length 5 i 18 miesiącach trzy, przy czym wysokość strefy spękań zwiększyła się z 0,8 do 1,4 m. Rys. 5. Schemat obudowy w pochylni zachodniej pokład 358/1 Fig. 5. Scheme of housing in the west inclined drift, seam 358/1 Na odcinku badawczym zabudowano 6 stanowisk do pomiaru konwergencji oraz dwa stanowiska do pomiaru rozwarstwień. Okres pomiarów wynosił niemal 42 miesiące, tj. przeszło 3,5 roku. Dodatkowo prowadzono także pomiar zsuwów strzemion obudowy podporowej. Rys. 4. Ruch skał stropowych monitorowany sondą ekstensometryczną Fig. 4. Movement of caprocks controlled by a strain gauge Analiza wyników pomiarów Pomiary konwergencji wykazały, że średnia zmiana szerokości wyrobiska w całym okresie obserwacji wyniosła około 82 mm, przy czym po pierwszym roku przyrost był już niewielki i nie przekraczał 20 mm (rys. 6). W przypadku wysokości wyrobiska zanotowano jej okresowy przyrost, przy czym w okresie początkowych 3 miesięcy wyniósł on 75 mm, by po pewnym spadku uzyskać w końcowym okresie 95 mm. Przyrost wysokości mógł wynikać z okresowych prac związanych z pobierką spągu w dalszej części pochylni i odprężeniem warstw skalnych Wyrobisko z przykotwioną obudową ŁP pochylnia zachodnia, pokład 358/ Warunki geologiczno-górnicze Pochylnia zachodnia wydrążona była w pokładzie 358/1 na głębokości około 900 m. Miąższość pokładu węgla na wybiegu wyrobiska wynosiła 1,0 1,30 m, a nachylenie pokładu w tym rejonie wahało się od 30 do 70 w kierunku południowo-zachodnim. W stropie bezpośrednim pokładu w pochylni zachodniej zalegał łupek ilasty o miąższości do około 2,0 m. Powyżej występowały naprzemiennie warstwy łupku piaszczystego oraz piaskowca. Wytrzymałość na ściskanie skał stropowych określona laboratoryjnie na próbkach w zależności od warstwy litologicznej zmieniała się w granicach MPa, a wytrzymałość na rozciąganie wynosiła 5,6 5,8 MPa. Wskaźnik RQD na analizowanym odcinku miał wartość 66,0 %. W spągu pokładu 358/1 zalegało: 0,4 m łupku węglowego, 5,6 m łupku ilastego z łupkiem piasz czystym, 0,8 m węgla pokładu 358/2. Poniżej występował łupek ilasty z przewarstwieniami łupku piaszczystego. Rys. 6. Zmiana wymiarów pochylni zachodniej na I odcinku pomiarowym stropnica wzmocniona jedną parą kotew stalowych w strzałce Fig. 6. Changes in the dimensions of the west inclined drift on the measuring length I roof-bar reinforced by a pair of steel anchors

58 56 Rys. 7. Rozwarstwienia w pochylni zachodniej na I odcinku pomiarowym stropnica wzmocniona jedną parą kotew stalowych w strzałce Fig. 7. Stratification in the west inclined drift on the measuring length I roof-bar reinforced with a pair of steel anchors Notowane zsuwy odrzwi obudowy po obu stronach ociosu były porównywalne, a ich średnie wartości były niewielkie i nie przekraczały 11 mm. Można więc uznać, że zmiany wymiarów poprzecznych oraz wartości zsuwów obudowy ŁP w pochylni zachodniej, gdzie stropnica obudowy wzmocniona była parą kotew stalowych, były na niskim poziomie, bowiem, jak wykazują badania, mogą one sięgać nawet mm [9]. Największe zmiany obserwowano do 1 roku. Powyższe zachowanie obudowy znajduje także swoje odzwierciedlenie w pomiarach rozwarstwień skał stropowych (rys. 7), gdzie największe przyrosty rozwarstwień rejestrowane były w okresie 7 9 miesięcy, a ich wartości nie przekraczały 20 mm. Rozwarstwieniomierze niskie (RN) zabudowane były na wysokości 3,0 m, natomiast rozwarstwieniomierze wysokie (RW) zabudowane były na wysokości 5,5 m. Pomiar rozwarstwień odbywał się więc w pakiecie skał stropowych odpowiednio 0 3,0 m oraz 0 5,5 m Wyrobisko z kotwieniem pomiędzy odrzwiami obudowy ŁP chodnik nadścianowy 2-Z1, Z2, pokład 510/2 łd Warunki geologiczno-górnicze Chodnik nadścianowy 2-Z1, Z2 wykonano w pokładzie o miąższości 1,5 2,2 m i na chyleniu w kierunku północno-wschodnim i północnym [9]. Strop pokładu 510/2 łd wykształcony jest w postaci metrowej warstwy piaskowca różno ziarnistego o średniej wytrzymałości laboratoryjnej na ściskanie MPa, a na rozciąganie 5,6 7,3 MPa, natomiast w stropie bezpośrednim zalega łupek ilasty o R c = MPa i R r = 5,4 MPa. Wskaźnik RQD w otworach badawczych wyniósł 19,3 i 51,5%. Miejscami w stropie bezpośrednim występuje warstwa łupku piaszczystego bądź ilastego o miąższości do 0,5 m. Powyżej piaskowca występuje kilkumetrowa warstwa łupku ilastego oraz pokład 510/1 o miąższości około 4,0 m. W spągu pokładu występują łupki piaszczyste oraz łupki ilaste. W chodniku nadścianowym 2-Z1, Z2 w pokładzie 510/2 łd zastosowano obudowę ŁP9/ V29/4 przy rozstawie odrzwi 1,0 m. Dodatkowo wzmocniono strop co drugie odrzwia obudowy ŁP jedną kotwą strunową o długości całkowitej 5,0 m (rys. 8). W chodniku nadścianowym 2-Z1, Z2 do pomiaru konwergencji wykonano 5 baz pomiarowych. Bazy do pomiaru konwergencji zabudowane zostały w okresie około 1,5 2,0 miesięcy od wykonania analizowanego odcinka wyrobiska. Po około 20 miesiącach od zabudowania stanowisk do pomiaru konwergencji rozpoczęto eksploatację ściany 2 Z2 wzdłuż przedmiotowego chodnika. Rys. 8. Schemat obudowy w chodniku nadścianowym 2-Z1, Z2, pokład 510/2 łd Fig. 8. Scheme of housing in top gate 2-Z1, Z2, seam 510/2 łd Analiza wyników pomiarów Wyniki pomiarów zmian szerokości i wysokości chodnika nadścianowego Z2 przedstawiono na rysunkach 9 i 10. Analiza zmian wymiarów poprzecznych chodnika nadścianowego 2-Z1, Z2 wskazuje, że w ciągu pierwszych dwóch lat od prowadzenia pomiarów, czyli do czasu rozpoczęcia eksploatacji, wartości konwergencji zmieniają się w niewielkim zakresie. Zmiany szerokości wynosiły od 20 do +30 mm (rys. 9), natomiast zmiany wysokości od 120 do 30 mm (rys. 10). Na bazie 3/1, na której zanotowano największą wartość konwergencji pionowej, już podczas pierwszego pomiaru uzyskano wartość zmniejszenia wysokości wyrobiska około 100 mm. Wobec takiego samego charakteru dalszego przebiegu konwergencji, jak na pozostałych bazach wskazuje to na lokalne ugięcie warstw stropowych po wykonaniu wyrobiska. Rys. 9. Zmiana szerokości chodnika nadścianowego 2-Z1, Z2 Fig. 9. Change of the width of top gate 2-Z1, Z2 Rys. 10. Zmiana wysokości chodnika nadścianowego 2-Z1, Z2 Fig. 10. Change in the height of top gate 2-Z1, Z2

59 Nr 1 PRZEGLĄD GÓRNICZY 57 Po około 600 dobach od rozpoczęcia pomiarów uruchomiono eksploatację pokładu 510/2 łd ścianą 2-Z2. W trakcie prowadzenia ściany obserwowano dalsze zmniejszanie się gabarytów wyrobiska. Ze względu na brak bezpośredniego oddziaływania frontu ściany na analizowane punkty pomiarowe zmiany zachodziły w sposób stabilny. Jedynie w przypadku zmian szerokości na dwóch bazach pomiarowych zarejestrowano skokowe zmniejszenie wymiarów wyrobiska o około 100 mm. W przypadku pozostałych baz pomiarowych, zmiany szerokości, jak i wysokości zachodziły niemalże prostoliniowo. Zmiany rozwarstwień skał stropowych mierzone za pomocą rozwarstwieniomierzy linkowych o długości 3,0 m (RN) i 5,5 m (RW) prowadzone były przez okres 978 dni, czyli ponad 2,5 roku (rys. 11). Można zauważyć, że w tym okresie są one minimalne i wahają się od 6 do 10 mm. Przebieg zmian położenia kotwiczek rozwarstwieniomierzy pokazuje więc, że warstwy stropowe ulegają rozwarstwieniom lub niewielkiej kompakcji. Generalnie można stwierdzić, że wykonane pomiary rozwarstwień nie wykazują istotnych zmian w warstwach stropowych wyrobisk, gdzie pomiar rozwarstwień odbywał się w pakiecie skał stropowych 0 3,0 m (rozwarstwieniomierz RN) oraz 0 5,5 m (rozwarstwieniomierz RW). pyłowego, III stopnia zagrożenia tąpaniami. Wyrobisko znajdowało się w sąsiedztwie filara szybowego, a w jego rejonie nie prowadzono eksploatacji. Chodnik wykonano w samodzielnej obudowie kotwowej (rys. 12). Wysokość chodnika wynosiła 2,5 m (±0,2 m), a jego szerokość 4,0 m (±0,2 m). W stropie zastosowano pięć kotew stalowych, w ociosie po dwie kotwy o długości 2,2 m (przy długości kotwi w otworze 2,0 m), wklejane na całej długości. Krok obudowy kotwowej wynosił 1,0 m. Dla zapewnienia pełnej stateczności chodnika pośredniego E1 w warunkach III stopnia zagrożenia tąpaniami obudowę co 20 m wzmocniono dwoma kotwiami linowymi o długości 6,0 m, symetrycznie względem wyrobiska, w odległości 2,0 m od siebie. Nachylenie kotew wynosiło od płaszczyzny pionowej w kierunku ociosów. Rys. 11. Przebieg rozwarstwień w chodniku nadścianowym 2 Z1,Z2 Fig. 11. Run of stratifications in top gate 2-Z1, Z Wyrobisko w samodzielnej obudowie kotwowej chodnik pośredni E Warunki geologiczno-górnicze Chodnik pośredni E1 w pokładzie 703/1 zalega na głębokości około 1050 m. Miąższość pokładu w rejonie chodnika wynosi 2,30 m. Nachylenie pokładu wynosi około 60 zwykle w kierunku SEE. Strop bezpośredni pokładu 703/1 w partii E1 stanowi warstwa łupku ilastego lokalnie zapiaszczonego o miąższości ponad 8 m. Jego wytrzymałość na ściskanie wynosi około 56 MPa, a na rozciąganie 6,5 MPa. Według badań penetrometrycznych, wytrzymałość na ściskanie wyniosła 43,36 MPa. Wskaźnik podzielności skał łupkowych wyniósł 24,2%. Powyżej łupku ilastego zalega warstwa piaskowca drobnoziarnistego o miąższości około 14 m, a następnie naprzemianległy pakiet warstw łupku piaszczystego i piaskowca. W spągu pokładu 703/1 zalega łupek ilasty lub piaszczysty o miąższości od 2 do 4 m, pod którym zalega pozabilansowy pokład 704 o miąższości około 0,6 m. Poniżej zalega łupek piaszczysty i piaskowiec o łącznej miąższości około 8 m. Pokład 703/1 w rejonie chodnika pośredniego E1 zaliczono do I stopnia zagrożenia wodnego, klasy B zagrożenia Rys. 12. Schemat obudowy w chodniku pośrednim E1,pokład 703/1 Fig. 12. Scheme of housing in sub-drift E1, seam 703/ Analiza wyników pomiarów Ze względu na zastosowanie samodzielnej obudowy kotwowej, kontrola stateczności objęła całe wyrobisko. Wykonywano pomiary rozwarstwień oraz pomiary konwergencji (rys. 13 i 14). Monitoring zmian wymiarów wyrobiska prowadzony był przez 453 dni, a pomiar rozwarstwień przez okres 1446 dni. Zmiany wymiarów wyrobiska (rys. 13) pokazują, że w krótkim czasie po wykonaniu chodnika zarówno wysokość, jak i szerokość zaczęły maleć o 10 ( 12) mm, by po dniach zacząć wzrastać. Pomiary wykazują zwiększanie się wymiarów chodnika w okresie kolejnych 70 dni, czyli ponad dwóch miesięcy. Następnie wymiary wyrobiska malały i osta tecznie po 453 dniach pomiaru konwergencja pozioma wyniosła 1 mm, a pionowa 7 mm.

60 58 Badania rozwarstwień przedstawiono dla środkowego odcinka wyrobiska. Można zauważyć, że ustabilizowały się one po około 440 dniach od wydrążenia chodnika (rys. 14). Wynosiły one w przypadku rozwarstwień niskich 6 10 mm (pakiet skał stropowych na odcinku 0 2,5 m), a w przypadku rozwarstwień wysokich 9 16 mm (pakiet skał stropowych na odcinku 0 4,5 m). Rys. 13. Zmiana wymiarów chodnika pośredniego E1 Fig. 13. Change in the dimensions of sub-drift E1 Rys. 14. Rozwarstwienia w stropie chodnika pośredniego E1 Fig. 14. Stratification in the roof of sub-drift E1 3. Porównanie wyników badań Przedstawione wyniki badań stateczności wybranych wyrobisk pokazują, że nie występowały problemy z ich utrzymaniem. Pod względem ilościowym wielkość ruchów górotworu wokół wyrobisk była jednak zupełnie inna. W tablicy 1 porównano wyniki monitoringu w analizowanych wyrobiskach przy założeniu tego samego czasu obserwacji od chwili ich wydrążenia. Jako okres porównawczy przyjęto 477 dni (ok. 16 miesięcy), który jednocześnie jest najkrótszym czasem prowadzonego monitoringu w chodniku B-7. Należy zauważyć, że do analizy porównawczej wybrano takie wyrobiska, które zalegały na dużej głębokości od 800 do 1050 m. W ich stropach występowały skały karbońskie o zbliżonej średniej wytrzymałości na ściskanie R c = MPa oraz wytrzymałości na rozciąganie R r = 5 7 MPa. Analizując wyniki pomiarów konwergencji można stwierdzić, że są one typowe dla rejonów eksploatacyjnych GZW [17, 15, 6, 9] lub rejonów LW Bogdanka [13], gdy skały mają wytrzymałość nie mniejszą niż MPa. Zmiany wymiarów pionowych wyrobisk wynoszą wtedy zwykle mniej niż 1,5 % wysokości wyrobiska, tj. poniżej mm. Uzyskane wartości konwergencji są mniejsze od występujących przy tych samych głębokościach w rejonie kopalni Bogdanka, gdzie przy mniejszych wytrzymałościach skał o R c = MPa, zaciskanie wynosi 2 3% wysokości chodnika [20]. Spośród analizowanych przypadków największe deformacje wystąpiły wokół pochylni zachodniej, gdzie warunki stropowe były najkorzystniej sze (R c stropu MPa, RQD = 66 %), a na wyrobisko nie oddziaływały krawędzie eksploatacyjne. Jednocześnie najmniejszą konwergencję odnotowano w chodniku pośrednim E1, gdzie zastosowano samodzielną obudowę kotwową. W jego stropie odnotowano także najmniejsze rozwarstwienia. Powyższe obserwacje potwierdzają doświadczenia światowe. W Hiszpanii w wyrobiskach z obudową podporową, pomimo wytrzymałości łupków piaszczystych i piaskowców sięga jących MPa, konwergencja pionowa wyrobisk o wysokości 3,5 m dochodzi nawet do 95 cm, a pozioma (szerokość wyrobiska 4,5 m) do ponad 1 m, przy głębokości zalegania 550 m [21]. Wielkość deformacji stropu w kotwionych wyrobiskach węglo wych w USA i Australii mierzona sondami ekstensometrycznymi bezpośrednio na konturze wyrobiska może sięgać mm (chodnik B-7 56 mm), lecz na odcinku 2 3 m, co odpowiada zwykle rozwarstwieniomierzowi niskiemu, wynosi około 8 20 mm, a na odcinku 4 6 m, co odpowiada zwykle rozwarstwieniomierzowi wysokiemu, wynosi około 5 15 mm [19, 5, 14]. Z badań wynika, że wielkość przemieszczeń stropu zależy miedzy innymi od długości skotwionego pakietu skał. Biorąc pod uwagę uwarstwienie stropów wszystkich wyrobisk można zauważyć, że najmniej uwarstwiony występował wokół chodnika pośredniego E1 (1 warstwa), a najbardziej wokół pochylni zachodniej (7 warstw). Również dość jednorodny strop występował nad chodnikiem B-7, lecz ujawniały się tu wpływy krawędzi eksploatacyjnych wyżej wybranych pokładów. W stropie chodnika nadścianowego 2 Z1, Z2 (6 warstw) rozwarstwienia były najmniejsze, lecz zastosowano w nim najdłuższe kotwy spośród analizowanych wyrobisk, o długości 5,0 m. Można zatem wnioskować, że jednorodny charakter skał stropowych lub też spięcie kilku warstw o dużej miąższości powoduje obniżenie tendencji do rozwarstwiania się stropu, a konwergencja wyrobisk jest mniejsza [12]. Obserwując zmiany wymiarów wyrobiska i występujące rozwarstwienia w stropie nawet przez okres 1446 dni (4 lata) można stwierdzić, że ich intensywność w czasie się zmniejsza, lecz zachodzą one przez cały okres pomiarowy. 4. Wnioski Stosowane obecnie rozwiązania konstrukcyjne obudowy w wyrobiskach korytarzowych w kopalniach węgla skutecznie zapewniają ich stateczność na dużych głębokościach. Jak wykazują badania, samodzielna obudowa kotwowa może być równie skuteczna, jak obudowa o wysokiej nośności i skomplikowanej konstrukcji, np. podporowa z dwoma podciągami stalowymi przykotwionymi kotwami strunowymi. Czynnikiem, który w znaczący sposób wpływa na ruch górotworu wokół wyrobiska jest jego uwarstwienie. Powoduje ono odspajanie się skał na kontakcie zmian litologicznych, zwiększone rozwarstwienia i dużą konwergencję wyrobiska. Pod względem ilościowym różnice w ruchach górotworu między stropem jednorodnym a uwarstwionym mogą być kilkunastokrotne lub nawet większe. Następnie należy zwrócić uwagę na konstrukcję obudowy, a w szczególności na stosowanie długich kotew linowych lub

61 Nr 1 PRZEGLĄD GÓRNICZY 59 Tablica 1. Charakterystyka badanych wyrobisk oraz zestawienie wyników pomiarów Table 1. Characteristics of the tested dog headings and a summary of the measurements results Wyrobisko Chodnik B-7 Pochylnia zachodnia Rodzaj obudowy podporowa z przykotwionymi dwoma podciągami stalowymi za pomocą kotew strunowych podporowo-kotwowa z przykotwieniem stropnicy jedną lub dwoma parami kotew Chodnik nadśc. 2 Z1, Z2 podporowokotwowa z kotwieniem pomiędzy łukami Chodnik pośredni E1 samodzielna kotwowa Rozstaw obudowy d, m 0,75 1,0 1,0 1,0 Rodzaj skał stropowych piaskowiec drobnoi średnioziarnisty łupek ilasty, łupek piaszczysty piaskowiec drobnoz. łupek ilasty, piaskowiec grubo i średnioziarnisty łupek ilasty zapiaszczony Liczba warstw w stropie Średnia wytrzymałość laboratoryjna skał stropowych na ściskanie Rclab, MPa Średnia wytrzymałość laboratoryjna skał stropowych na rozciąganie Rr, 6,4 8,1 4,4 7,3 5,4 5,7 6,5 MPa Średnia wytrzymałość penetrometryczna skał stropowych na ,3 ściskanie Rcpen, MPa Podzielność pakietu skał stropowych RQD, % 10,9 66,0 19,3 24,2 Głębokość zalegania H, m Oddziaływanie krawędzi tak nie tak Nie Maksymalna konwergencja pozioma ux, mm / +6 Maksymalna konwergencja pionowa uy, mm Maks. rozwarstwienie niskie RN, mm 21 / +15* Maks. rozwarstwienie wysokie RW, mm 24 / +12* 13 4 / * na podstawie pomiarów ekstensometrycznych. strunowych, które skutecznie mogą ograniczać rozwarstwianie się skał i konwergencję poziomą. Nie bez znaczenia jest także jakość wykonania obudowy [3]. W dalszej kolejności należy brać pod uwagę parametry wytrzymałościowe skał. Ich wysoka wytrzymałość na ściskanie nie gwarantuje braku istotnych zmian wymiarów wyrobiska. Spośród analizowanych parametrów najbardziej problematyczny w ocenie jest wskaźnik RQD. Według tego parametru, wysoka jakość masywu skalnego w żadnej mierze nie przekłada się na intensywność ruchów górotworu wokół wyrobiska. Wpływ na taki stan rzeczy może mieć technika wiercenia i transportu rdzeni wiertniczych, a niejednokrotnie wartości wskaźnika RQD nie potwierdzają endoskopowe obserwacje ścianek otworów. Obserwacja zmian wymiarów poprzecznych wybranych wyrobisk pokazuje także, że nawet po 4 latach od wydrążenia wyrobiska nie zostaje ustalony wtórny stan równowagi w górotworze. Prowadzenie eksploatacji górniczej nawet w dalszej odległości od wyrobiska zawsze będzie skutkować ruchami masywu skalnego i powolnym zaciskaniem się chodnika. Można jednak uznać, że okres około dni od wydrążenia wyrobiska jest czasem najbardziej intensywnych ruchów górotworu w jego otoczeniu. Literatura 1. Bukowska M. (red.): Kompleksowa metoda oceny skłonności do tąpań górotworu w Górnośląskim Zagłębiu Węglowym. Główny Instytut Górnictwa, Katowice Chudek M.: Geomechanika z podstawami ochrony środowiska i powierzchni terenu. Wydaw. Politechniki Śląskiej, Gliwice Duży S.: Nośność odrzwi stalowej obudowy podatnej z uwzględnieniem jakości ich wykonania. Przegląd Górniczy, nr 12, s Głuch P.: Wpływ rozpór na stabilizację przestrzenną stalowej odrzwiowej obudowy podporowej. Budownictwo Górnicze i Tunelowe, nr 4, 1999 s Hebblewhite B.K., Lu T.: Geomechanical behaviour of laminated, weak coal mine roof strata and the implications for a ground reinforcement strategy. International Journal of Rock Mechanics & Mining Sciences, nr 41, 2004 s Majcherczyk T., Małkowski P., Niedbalski Z.: Badania in situ dla oceny doboru obudowy wyrobisk korytarzowych. Materiały Szkoły Eksploatacji Podziemnej Szczyrk, lutego 2004, s Majcherczyk T., Małkowski P., Niedbalski Z.: Monitoring stateczności wyrobisk korytarzowych w kopalniach węgla kamiennego. Ukraińsko- Polskie Forum Górnicze: Przemysł wydobywczy Ukrainy i Polski: aktualne problemy i perspektywy. Jałta, września 2004, Nacìonal nij Gìrničij Unìversitet, Dnìpropetrovs k, 2004 s Majcherczyk T., Małkowski P.: Strata control in underground tunnels perspectives for development.górnictwo i Geoinżynieria, R. 29 z. 3/2, 2005 s Majcherczyk T., Małkowski P., Niedbalski Z.: Badania nowych rozwiązań technologicznych w celu rozrzedzenia obudowy podporowej w wyrobiskach korytarzowych. Wydaw. Naukowo--Dydaktyczne AGH, Kraków Majcherczyk T., Małkowski P., Niedbalski Z.: Multi-criterion analysis of factors affecting maintenance of roadways. AGH Journal of Mining and Geoengineering, vol. 36, no. 1, 2012a. s

62 Majcherczyk T., Małkowski P., Niedbalski Z.: Ocena schematów obudowy i skuteczności projektowania wyrobisk korytarzowych w kopalniach węgla kamiennego. Wydaw. AGH, Kraków 2012b. 12. Małkowski P.: Rola stref spękań w ocenie stateczności wyrobisk korytarzowych w kopalniach węgla. Rozprawy monografie nr 265, Wydawnictwa AGH, Kraków Marczak H.: Ocena zaciskania wyrobisk chodnikowych na podstawie pomiarów konwergencji. Postęp Nauki i Techniki, nr 4, 2010 s Mark C., Gale W., Oyler D., Chen J.: Case history of the response of a longwall entry subjected to concentrated horizontal stress. Rock Mechanics and Mining Sciences, nr 44, 2007 s Prusek S.: Deformacje chodnika międzyścianowego zlokalizowanego pod zrobami zawałowymi.miesięcznik WUG, nr 11, 2005 s Prusek S., Kowalski E, Skrzyński K.: Techniczno-ekonomiczne aspekty stosowania obudowy odrzwiowej ze stali o podwyższonych parametrach mechanicznych. Miesięcznik WUG, nr 1, s Prusek S., Majcher M.: Przebieg ruchów górotworu w chodniku przyścianowym z uwagi na wpływ frontów eksploatacji zawałowej. Miesięcznik WUG, nr 2, s Rak Z., Siodłak Ł., Stasica J.: Możliwości wzmocnienia obudowy podporowej wyrobisk korytarzowych z wykorzystaniem torkretowania. Miesięcznik WUG, nr 5, s Shen B., Polusen B., Kelly M., Nemcik J., Hanson C.: Roadway Span Stability in Thick Seam Mining Field Monitoring and Numerical Investigation at Moranbah North Mine. Underground Coal Operators Conference , The AusIMM Illawara Branch, University Wollongong, s Stachowicz S., Kosonowski J., Kozek B.: Charakterystyka zaciskania wyrobisk korytarzowych kamiennych w kopalni Bogdanka. Wiadomości Górnicze, nr 4, s Toraño J., Rodríguez Díez R., Rivas Cid J.M., Casal Bariciella M.M.: FEM modeling of roadways driven in a fractured rock mass under a longwall influence. Computers and Geotechnics, no 29, s Turek M.: Podstawy podziemnej eksploatacji pokładów węgla kamiennego. Główny Instytut Górnictwa, Katowice Zwiększajmy prenumeratę najstarszego czołowego miesięcznika Stowarzyszenia Inżynierów i Techników Górnictwa! Liczba zamawianych egzemplarzy określa zaangażowanie jednostki gospodarczej w procesie podnoszenia kwalifikacji swoich kadr!

63 Nr 1 PRZEGLĄD GÓRNICZY 61 UKD :622.83/.84:622.2 Wpływ UHS na stan deformacji i naprężeń w górotworze generowanych eksploatacją rudy miedzi systemem filarowo-komorowym The impact of directed hydrofracturing on changes in stress and strain in the orogen over the field operation of copper ore with room and pillar system dr inż. Janusz Makówka* ) dr inż. Jacek Myszkowski* ) Treść: W artykule przedstawiono wyniki prac, których celem było określenie wpływu ukierunkowanego hydroszczelinowania skał na zjawiska deformacyjno-naprężeniowe zachodzące w warstwach górotworu nad polem eksploatacji złoża rudy miedzi systemem filarowo-komorowym z ugięciem stropu. Do analiz zastosowano modelowanie numeryczne metodą elementów odrębnych i programu 3DEC. Wykonano model numeryczny oparty na geometrii rzeczywistego oddziału wydobywczego wraz z jego warunkami geologiczno-górniczymi. Abstract: This paper presents the results of works to determine the impact of directed hydrofracturing of rocks on the changes of stress and strain occurring in the layers of rock mass above the exploitation field of copper ore deposits mined with the room and pillar system with deflection roof. The analyses were performed with the use of numerical modeling with discrete element method and the code 3DEC. A numerical model based on the actual geometry of the mining panel with its geological and mining conditions was developed. Słowa kluczowe: modelowanie numeryczne, ukierunkowane hydroszczelinowanie skał, energia sprężysta Key words: numerical modeling, rock directed hydrofracturing, elastic strain energy 1. Wprowadzenie Prowadzenie eksploatacji górniczej złóż rudy miedzi w warunkach Legnicko-Głogowskiego Zagłębia miedziowego napotyka na bariery związane z coraz trudniejszymi warunkami górniczymi, wynikającymi głównie z coraz większej głębokości eksploatacji. Przejawem tych utrudnień jest zwiększanie się zagrożenia sejsmicznego i coraz mniejsza skuteczność tradycyjnych metod profilaktyki tego zagrożenia, w szczególności zmniejszanie się prowokowalności wstrząsów poprzez grupowe strzelania przodków. Rodzi to konieczność poszukiwania nowych metod profilaktyki, nie kolidujących ze stosowaną technologią eksploatacji. Jedną z metod profilaktyki, spełniającą te warunki, jest metoda ukierunkowanego hydroszczelinowania skał [4], od prawie dwudziestu lat stosowana w kopalniach węgla * ) Główny Instytut Górnictwa w Katowicach. kamiennego. Pierwsze próby stosowania tej metody w warunkach LGOM [3] potwierdziły możliwość wykonywania zabiegów UHS w kopalniach rud miedzi. Opierając sie na tych doświadczenia oraz z uwagi na rosnące zapotrzebowanie na nowe metody profilaktyki, zaproponowano pewne schematy wykonywania UHS w typowych warunkach oddziału wydobywczego [2]. Obecnie podejmowane są pierwsze próby zastosowania hydroszczelinowania w praktyce [5]. Jednym z etapów prowadzonej pracy było określenie wpływu ukierunkowanego hydroszczelinowania skał na proces deformowania się górotworu nad polem eksploatacji systemem filarowo-komorowyn z ugięciem stropu. Narzędziem badawczym wykorzystanym w przeprowadzonych badaniach, wyniki których przedstawiono w niniejszym artykule, jest program 3DEC firmy Itasca [1]. Przy użyciu tego programu opracowano model numeryczny górotworu w rejonie rzeczywistej eksploatacji jednej z kopalń LGOM. Rejon ten wybrano z uwagi na dostępność dobrze

64 62 udokumentowanych danych dotyczących skutków prowadzonej eksploatacji. Zmierzone wartości konwergencji stropu zasadniczego pozwoliły na taki dobór parametrów górotworu, aby uzyskane wyniki modelowania odpowiadały możliwie w największym stopniu rzeczywistym wartościom tych wielkości. Dla kolejnych etapów przeprowadzonej eksploatacji w poszczególnych polach wykonano obliczenia, analizując rozkład naprężeń górotworu 2. Model numeryczny eksploatacji Opierając się na wykonanych modelach tego pola analizowano przebieg zjawisk zachodzących w stropie furty eksploatacyjnej dla wariantu prowadzenia działalności górniczej bez ukierunkowanego szczelinowania oraz w przypadku jego zastosowania w trakcie dalszych robót górniczych w tym polu. Dla realizacji tego celu konieczne było zbudowanie modeli przestrzennych, umożliwiających uwzględnienie wpływu geometrii wyrobisk na stany deformacyjno-naprężeniowe w górotworze. Modele pola obejmują bloki prostopadłościenne o wymiarach m (X Y Z), w których przyjęto poziome zaleganie warstw skalnych zgodnie z profilem geologicznym dla przedmiotowego rejonu. Modelowanie przeprowadzono dla kilku etapów prowadzenia eksploatacji złoża odpowiadającym postępowi prowadzenia robót górniczych w okresie kwartalnym dla czterech etapów tej eksploatacji oraz wyprzedzająco dla hipotetycznego stanu zawansowania robót górniczych w okresie kilku następnych miesięcy (zgodnie z tendencją rozwoju tych robót). Geometrię wyrobisk górniczych w przedmiotowym rejonie, dla stanu zaawansowania ich wykonania podanym powyżej przedstawiono na rysunku 1. W celu możliwości pokazania tych elementów modeli, warstwy skalne znajdujące się powyżej furty eksploatacyjnej zostały ukryte. Na rysunku 1e zaznaczono czerwonymi liniami miejsca przekrojów poprzecznych oznaczone literami A, B, C, D i E, wzdłuż których prowadzono analizy rozkładu naprężeń i przemieszczeń pionowych na poziomie spągu warstwy anhydrytu. Ze względu na potrzebę usprawnienia budowy modeli uproszczono geometrię wyrobisk górniczych na poziomie furty eksploatacyjne na filary o regularnym kształcie i rozkładzie. W modelach przedstawionych na rysunku 1 wykorzystano możliwość podziału furty na regularne filary w układzie prostokątnym. Rozmiar przyjętych szerokości filarów oraz wyrobisk górniczych został określony na podstawie średnich wartości tych parametrów odczytanych z map górniczych tego pola. Taki sposób podziału furty na wyrobiska górnicze pozwolił na uzyskanie podobnego stopnia podparcia warstw stropowych, jak w rzeczywistych warunkach dołowych, a jednocześnie w bardzo istotny sposób pozwolił skrócić czas budowy modelu. Ponadto z takim sposobem przemawia fakt, że celem utylitarnym prowadzonych badań była analiza procesów zachodzących w stropie furty eksploatacyjnej. Wartości parametrów mechanicznych dla poszczególnych warstw skalnych przedstawia tablica 1, natomiast wprowadzone w modelach numerycznych górotworu wartości parametrów mechanicznych styków przedstawiono w tablicy 2. Wartości parametrów podanych w tablicach poniżej opracowano w oparciu o dane źródłowe przekazane przez kopalnię. Przestawione w artykule wyniki uzyskano z analizy modeli z zastosowaniem ośrodka sprężysto-plastycznego opisanego warunkiem Coulomba-Mohra [1]. Rys. 1 Model analizowanego pola stan zaawansowania robót górniczych na: a) etap I, b) etap II, c) etap III, d) etap IV, e) etapv Fig. 1. Model of the analyzed field the progress of mining for: a) stage I, b) stage II, c) stage III, d) stage IV, e) stage V Tablica 1. Wartości parametrów mechanicznych warstw skalnych zastosowane w modelach numerycznych Table 1. Values of mechanical parameters of rock layers used in the numerical models Lp Warstwa Grubość warstwy Gęstość objętościowa ρ Moduł Young a E Parametry skały Moduł sprężystości objętościowej K Moduł sprężystości postaciowej G Spójność c Kąt tarcia wewnętrznego φ m kg/dm 3 GPa GPa GPa MPa deg 1 Anhydryt 62,2 2, ,88 22,22 17, Dolomit wapnisty 15 2, ,66 23,81 18, Furta eksploatacyjna (dolomit smug., łupek dolom., piaskowiec szary) 2,8 2, ,64 16,13 14, Piaskowiec czerwony 20 2,1 12 6,06 5,

65 Nr 1 PRZEGLĄD GÓRNICZY 63 Wartości współczynników sprężystości K i G zostały obliczone na podstawie wartości modułu Younga E i współczynnika Poissona ν na podstawie poniższych zależności: W przygotowanych do obliczeń modelach numerycznych zadano mieszane (przemieszczeniowo-naprężeniowe) warunki brzegowe. Przyjęto, że punkty węzłowe na pionowych, bocznych płaszczyznach modeli mają swobodę przemieszczenia się w kierunku pionowym, a w kierunku poziomym przemieszczenia ich są równe zeru. Węzły znajdujące się na dolnej płaszczyźnie modeli mają możliwość przemieszczenia się w kierunku poziomym, a w kierunku pionowym przemieszczenia są równe zeru. Do górnej płaszczyzny modeli przyłożono naprężenie pionowe wynikające ze średniej głębokości zalegania rozpatrywanych warstw skalnych w przedmiotowym polu, równe 21 MPa. Inicjując pierwotny stan naprężenia w modelach przyjęto, że naprężenie pionowe w górotworze pochodzi od sił masowych i zdeterminowane jest gęstością objętościową poszczególnych warstw, natomiast naprężenia poziome, zgodnie z klasycznym rozwiązaniem wywodzącym się z teorii sprężystości, jest ułamkiem naprężenia pionowego zależnym od wartości współczynnika Poissona. Składową pionową pierwotnego stanu naprężenia (s z0 ) wewnątrz modeli przyjęto 21 MPa, natomiast składowe poziome s x0 =s y0 =6,48 MPa. Wykonując wszystkie niżej przedstawione modele numeryczne dokonano szereg następujących uproszczeń: zadano geometrię wyrobisk górniczych dla średnich wartości szerokości wyrobisk i filarów; złoże w przedmiotowym rejonie zalega pod niewielkim kątem, natomiast w wykonanych modelach przyjęto poziome zaleganie wszystkich warstw; ociosy wyrobisk przyjęto jako prostopadłe do płaszczyzny warstw skalnych, a nie pochylone jak w warunkach rzeczywistych; w trakcie wykonywanie wyrobisk górniczych ich pułap był zabezpieczany za pomocą obudowy kotwowej, co nie zostało uwzględnione w wykonanych obliczeniach numerycznych. (1) (2) Wszystkie modele numeryczne zostały podzielone na strefy deformowalne o kształcie czworościanu nieforemnego o różnej średniej długości krawędzi. Liczba stref w analizowanych modelach wynosiła ponad Analiza wyników modelowania, mają na celu określenie wpływu prowadzenia ukierunkowanego hydroszczelinowania, w tym polu, na stan deformacji i naprężeń w skałach stropowych. Analizy takie pozwolą wyprzedzająco ustalić najkorzystniejszy schemat prowadzenia tych robót profilaktycznych. Zgromadzony materiał obliczeniowy jest bardzo obszerny. Ze względu na ograniczone możliwości, poniżej przedstawiono jedynie wyniki dla dwóch linii przekrojów: linii A równoległej do kierunku prowadzonej eksploatacji oraz linii E o przebiegu prostopadłym do tego kierunku (rys. 1e). 3. Wyniki obliczeń 3.1. Model podstawowy bez nieciągłości Model podstawowy przedstawia górotwór z nieciągłościami jedynie w płaszczyznach sedymentacji, a parametry geomechaniczne skał i nieciągłości wynikające z badań laboratoryjnych zostały obniżone. Obraz przemieszczeń pionowych generalnie oddaje przemieszczanie się frontu eksploatacyjnego, z charakterystycznym wygładzeniem wynikającym z oddalenia od przestrzeni wybranej (rys. 2). Jest to widoczne zarówno w rozkładzie na płaszczyźnie jak i w liniach przekrojów. Przemieszczenia osiągają do 15 cm nad środkową częścią przestrzeni zrobów. Jest to wartość mniejsza od konwergencji mierzonej w wyrobiskach, co wynika z dość wysokich wartości parametrów ośrodka, szczególnie jego sztywności, jak i braku wpływu wypiętrzania spągu. Rozkłady naprężeń pionowych zobrazowane są w konwencji, w której naprężenia ściskające mają znak ujemny, z tego względu fragmenty wypiętrzone na rysunku 3 oznaczają obszary odprężone. Obszary te ulegają systematycznemu poszerzeniu wraz z powiększaniem się strefy zrobowej. W sąsiedztwie linii frontu robót naprężenia osiągają poziom 35 MPa, większe filary i fragmenty calizny w obszarach nieregularnego wybierania koncentrują naprężenia nawet do 54 MPa. Prognozowane wartości przemieszczeń i naprężeń pokazano na rysunkach 4, 5, 6, 7. Tablica 2. Wartości parametrów mechanicznych styków między blokami skalnymi Table 2. Values of mechanical parameters of contacts between blocks of rock Parametry styków warstw skalnych Lp. Warstwa Współczynnik sztywności normalnej jkn Współczynnik sztywności stycznej jks Współczynnik wytrzymałości granicznej na rozciąganie jten Kąt tarcia jfri Spójność jcoh Kat dylatacji jdil GPa GPa MPa deg MPa deg 1 Anhydryt , Dolomit wapnisty Furta eksploatacyjna (dolomit smug., łupek dolom., piaskowiec szary) , , , , Piaskowiec szary ,4 51 2,0 12

66 64 Rys. 2. Rozkład prognozowanych wartości przemieszczeń pionowych na poziomie spągu warstwy anhydrytu stan robót górniczych dla etapu IV bez nieciągłości w stropie Fig. 2. Distribution of the predicted values of vertical displacements at the level of the floor of anhydrite layers the state of mining works for stage IV without discontinuities in the roof layers Rys. 5. Prognozowane wartości przemieszczeń pionowych wzdłuż przekroju A na poziomie spągu warstwy anhydrytu model bez nieciągłości w stropie Fig. 5. Predicted values of vertical displacements along cross- -section A at the level of the floor of anhydrite layers a model without discontinuities in the roof rocks Rys. 3. Rozkład prognozowanych wartości naprężeń pionowych na poziomie spągu warstwy anhydrytu stan robót górniczych dla etapu III model bez nieciągłości w stropie Fig. 3. Distribution of the predicted values of vertical stresses at the level of the floor of anhydrite layers the state of mining works for stage IV without discontinuities in the roof rocks Rys. 6. Prognozowane wartości naprężeń pionowych wzdłuż przekroju E na poziomie spągu warstwy anhydrytu model bez nieciągłości w stropie Fig. 6. Predicted values of vertical stresses along cross-section E at the level of the floor of anhydrite layers a model without discontinuities in the roof rocks Rys. 7. Prognozowane wartości przemieszczeń pionowych wzdłuż przekroju E na poziomie spągu warstwy anhydrytu model bez nieciągłości w stropie Fig. 7. Predicted values of vertical displacements along cross- -section E at the level of the floor of anhydrite layers a model without discontinuities in the roof rocks Rys. 4. Prognozowane wartości naprężeń pionowych wzdłuż przekroju A na poziomie spągu warstwy anhydrytu model bez nieciągłości w stropie Fig. 4. Predicted values of vertical stresses along cross-section A at the level of the floor of anhydrite layers a model without discontinuities in the roof rocks 3.2. Model ze sztucznymi nieciągłościami Model ten uwzględnia istnienie 3 poziomych nieciągłości 5, 10 i 15 m powyżej spągu anhydrytu na całej płaszczyźnie modelu. (rys. 8, 9) Celem tego zabiegu było próba odzwierciedlenia idealnego przypadku wykonania UHS. W rzeczywistości sztuczne rozwarstwienie górotworu będzie odnosiło właściwy skutek w postaci umożliwienia większego

67 Nr 1 PRZEGLĄD GÓRNICZY 65 odkształcania się górotworu jedynie w sąsiedztwie pustek eksploatacyjnych. Głęboko w caliźnie dodatkowe nieciągłości nie spowodują dodatkowych przemieszczeń a tym samym i zmian naprężeń. W świetle uzyskanych wyników obliczeń stanu naprężenia i przemieszczenia wybranego horyzontu spągu anhydrytu należy stwierdzić, że jakościowo są bardzo zbliżone dla modelu z nieciągłościami i bez nieciągłości. Ilościowo zmiany są widoczne w przypadku obu wielkości: w obszarach zbliżonych do pionowego rzutu wyrobisk górniczych, w szczególności w sąsiedztwie frontu eksploatacyjnego, naprężenia osiągają wartości rzędu 38 MPa w ostatnim etapie eksploatacji (rys. 10), natomiast przemieszczenia pionowe w przestrzeni zrobowej w linii przekroju A wzdłuż lewego skrzydła frontu eksploatacji osiąga wartość 0,16 m (rys. 11). W linii przekroju E, ulokowanej równolegle do linii frontów, naprężenia w sąsiedztwie rzutu linii ociosów wyrobisk dzielących dwa skrzydła eksploatacji, osiągają wartości od 26 MPa (III etap), poprzez 34 MPa (IV etap) do 39 MPa (V etap). Naprężenia nad lewą częścią lewego skrzydła, w sąsiedztwie zrobów sąsiedniego pola, dochodzą do 35 MPa, natomiast nad prawą częścią prawego skrzydła, czyli w sąsiedztwie calizny, są wyraźnie niższe, ulegają małym zmianom w trakcie eksploatacji i maksymalnie dochodzą do 32 MPa (rys. 12). Przemieszczenia w tej linii przekroju ulegają podobnym jakościowo zmianom jak w modelu bez nieciągłości i maksymalnie wynoszą około 0,13 m w środku lewego skrzydła frontu na V etapie rozwoju eksploatacji (rys. 13). Rys. 10. Prognozowane wartości naprężeń pionowych wzdłuż przekroju A na poziomie spągu warstwy anhydrytu model z nieciągłościami w stropie Fig. 10. Predicted values of vertical stresses along cross-section A at the level of the floor of anhydrite layers a model with discontinuities in the roof rocks Rys. 8. Rozkład prognozowanych wartości przemieszczeń pionowych na poziomie spągu warstwy anhydrytu stan robót górniczych dla etapu IV z nieciągłościami w stropie Fig. 8. Distribution of the predicted values of vertical displacements at the level of the floor of anhydrite layers the state of mining works for stage IV with discontinuities in the roof rocks Rys. 11. Prognozowane wartości przemieszczeń pionowych wzdłuż przekroju A na poziomie spągu warstwy anhydrytu model z nieciągłościami w stropie Fig. 11. Predicted values of vertical displacements along cross- -section A at the level of the floor of anhydrite layers a model with discontinuities in the roof rocks Rys. 9. Rozkład prognozowanych wartości naprężeń pionowych na poziomie spągu warstwy anhydrytu stan robót górniczych dla etapu IV model z nieciągłościami w stropie Fig. 9. Distribution of the predicted values of vertical stresses at the level of the floor of anhydrite layers the state of mining works for stage IV with discontinuities in the roof rocks Rys. 12. Prognozowane wartości naprężeń pionowych wzdłuż przekroju E na poziomie spągu warstwy anhydrytu model z nieciągłościami w stropie Fig. 12. Predicted values of vertical stresses along cross-section E at the level of the floor of anhydrite layers a model with discontinuities in the roof rocks

68 66 że wykonanie nieciągłości w anhydrycie spowodowało wystąpienie nieco większych przemieszczeń w linii A usytuowanej w środku pola eksploatacyjnego: zmiana wyniosła z 0,145 do 0,16 m, zaś w linii E poprzecznej przed frontem robót: z 0,12 do 0,13 m. Zmiany te odniosły efekt w postaci pewnego podwyższenia się naprężenia w linii frontu robót: z 35 do 39 MPa, natomiast w linii E zmiana nie była obserwowana. Literatura Rys. 13. Prognozowane wartości przemieszczeń pionowych wzdłuż przekroju E na poziomie spągu warstwy anhydrytu model z nieciągłościami w stropie Fig. 13. Predicted values of vertical displacements along cross- -section E at the level of the floor of anhydrite layers a model with discontinuities in the roof rocks 4. Dyskusja wyników Porównanie wyników obliczeń na podstawie danych z bezpośrednich obliczeń jest trudne i możliwe jedynie na dużym poziomie ogólności. Analiza zjawisk zachodzących w górotworze nad polem eksploatacyjnym, poddanym hydroszczelinowaniu jest przedstawiona w artykule [6]. Została tam zawarta analiza zmian naprężeń i przemieszczeń poprzez obliczenie wartości różnicowych. Ogólnie można stwierdzić, 1. 3DEC v.4.1. User s Manual. Itasca Consulting Group, Inc, Kabiesz J., Makówka J.: UHS potencjalną metodą profilaktyki tąpaniowej w kopalniach rud miedzi. Materiały II Międzynarodowaego Kongresu Górnictwa Rud Miedzi, Lubin Kabiesz J., Drzewiecki J.: Próba ukierunkowanego szczelinowania górotworu w KGHM Polska Miedź S.A. Prace Naukowe GIG. Kwartalnik. Górnictwo i Środowisko. Nr III/2008/. Katowice Ss Konopko W., Kabiesz J., Merta G., Makówka J. i inni: Ukierunkowane hydroszczelinowanie skał i kierunki jego wykorzystania. Prace Naukowe Głównego Instytutu Górnictwa, No 824, Katowice Ss Makówka, J. i zespół:: Badanie możliwości osłabiania struktury mocnych warstw stropowych metodami ukierunkowanego hydraulicznego szczelinowania (UHS) w kopalniach rud miedzi. Etap II: Analiza sytuacji górniczo-geologicznej w oddziale, analiza rozkładu naprężeń i deformacji, wykonanie projektu rozkładu otworów do UHS. Dokumentacja pracy badawczo-rozwojowej GIG nr Katowice Makówka J., Myszkowski J.: Wpływ UHS na zmiany energii sprężystej akumulowanej w górotworze nad polem eksploatacji rudy miedzi systemem filarowo-komorowym. Przegląd Górniczy nr 1/2015.

69 Nr 1 PRZEGLĄD GÓRNICZY 67 UKD :622.83/.84:622.2 Wpływ UHS na zmiany energii sprężystej akumulowanej w górotworze nad polem eksploatacji rudy miedzi systemem filarowo-komorowym The impact of directed hydrofracturing on the changes in elastic strain energy accumulated in the orogen over the field operation of copper ore with room and pillar system dr inż. Janusz Makówka* ) dr inż. Jacek Myszkowski* ) Treść: W artykule przedstawiono wyniki analiz zmian zachodzących w warstwach stropowych nad polem eksploatacji rudy miedzi systemem filarowo-komorowym z ugięciem stropu w wyniku zastosowania ukierunkowanego hydroszczelinowania (UHS). Analizie numerycznej poddano zmiany stanu naprężenia i odkształcenia warstw stropowych w modelach numerycznych z symulowanymi zabiegami UHS w stosunku do modeli bez szczelinowania. Przeprowadzono także porównanie rozkładu gęstości energii sprężystej w obu modelach. Abstract: This paper presents the results of analyses of changes in the roof strata above the field operation of copper ore with room and pillar system with roof deflection as a result of directed hydrofracturing (pol. ukierunkowane hydroszczelinowanie UHS). The numerical analysis includes changes in the stress and strain of the roof strata in numerical models of the simulated procedures of UHS compared to the models without fracturing. A comparison of elastic strain energy density distribution in both models was also presented. Słowa kluczowe: modelowanie numeryczne, ukierunkowane hydroszczelinowanie skał, energia sprężysta Key words: numerical modelling, rock directed hydrofracturing, elastic strain energy 1. Wprowadzenie Artykuł jest bezpośrednią kontynuacją analiz numerycznych nad zmianami zachodzącymi w górotworze nad polem eksploatacji rud miedzi w wyniku wykonania sztucznych nieciągłości metodą ukierunkowanego hydroszczelinowania [2]. Zaprezentowano porównanie wyników obliczeń numerycznych modeli z dodatkowymi nieciągłościami i bez nich. Przedstawiono również analizę rozkładu gęstości energii sprężystej w obu modelach wraz z analizą wpływu UHS na tą energię. 2. Porównanie modeli Zasadniczym zadaniem prowadzonych obliczeń było określenie wpływu występowania dodatkowych nieciągłości * ) Główny Instytut Górnictwa w Katowicach. w warstwie anhydrytu nad polem eksploatacyjnym. W tym celu wykonano porównanie wartości naprężeń i przemieszczeń pionowych pomiędzy modelem upodatnionym bez nieciągłości i z nieciągłościami. Przedstawiają je rysunki 1 3 dla naprężeń i 4 6 dla przemieszczeń. W przypadku naprężeń wartości dodatnie oznaczają odprężenie modelu ze szczelinami w stosunku do modelu bez szczelin. Jak wynika z rozkładu naprężenia różnicowego na płaszczyźnie spągu anhydrytu (rys. 1 3), sztuczne nieciągłości powodują pewne odprężenie w przestrzeniach nad zrobami, natomiast w linii frontu robót występuje lokalne podwyższenie wartości naprężenia o około 4 MPa. Zjawisko to jest tym większe, im większa jest przestrzeń otwarcia: wymienione wartości dotyczą lewej części pola (linia przekroju A), natomiast w linii poprzecznej (przekrój E) występują wahania obrazujące dociążenie brzegów obszarów calizny przy równoczesnym odciążeniu obszarów odległych od wyrobisk. Wynika to z większego stopnia ugięcia warstw stropowych podzielonych sztucznymi nieciągłościami.

70 68 Rys. 1. Różnicowe naprężenia pionowe na horyzoncie spągu anhydrytu między modelem bez sztucznych nieciągłości i modelem z nieciągłościami dla etapu V eksploatacji Fig. 1. Differential vertical stresses on the horizon of anhydrite floor between the model with and without artificial discontinuities for exploitation stage V Rys. 4. Różnicowe przemieszczenia pionowe na horyzoncie spągu anhydrytu między modelem bez sztucznych nieciągłości i modelem z nieciągłościami dla etapu V eksploatacji Fig. 4. Differential vertical displacements on the horizon of anhydrite floor between the model with and without artificial discontinuities for exploitation stage V Rys. 2. Różnicowe naprężenia pionowe na horyzoncie spągu anhydrytu między modelem bez sztucznych nieciągłości i modelem z nieciągłościami wzdłuż linii przekroju A Fig. 2. Differential vertical stresses on the horizon of anhydrite floor between the model with and without artificial discontinuities along the section line A Rys. 5. Różnicowe przemieszczenia pionowe na horyzoncie spągu anhydrytu między modelem bez sztucznych nieciągłości i modelem z nieciągłościami wzdłuż linii przekroju A Fig. 5. Differential vertical displacements on the horizon of anhydrite floor between the model with and without artificial discontinuities along the section line A Rys. 3. Różnicowe naprężenia pionowe na horyzoncie spągu anhydrytu między modelem bez sztucznych nieciągłości i modelem z nieciągłościami wzdłuż linii przekroju E Fig. 3. Differential vertical stresses on the horizon of anhydrite floor between the model with and without artificial discontinuities along the section line E Wartości przemieszczeń natomiast (rysunki 4 6) wykazują jednoznacznie, że wytworzenie nieciągłości ułatwia uginanie się warstwy anhydrytu. Różnica wartości przemieszczeń nie jest duża i wynosi maksymalnie do 12 mm (pominąwszy obszary przy brzegu modelu, które nie są wiarygodne), lecz dla tak sztywnej warstwy skalnej, jaką jest anhydryt, oznacza istotną zmianę, jeśli chodzi o proces osiadania i wytwarzanie naprężeń zginających, krytycznych w aspekcie pękania i generowania wstrząsów. Rys. 6. Różnicowe przemieszczenia pionowe na horyzoncie spągu anhydrytu między modelem bez sztucznych nieciągłości i modelem z nieciągłościami wzdłuż linii przekroju E Fig. 6. Differential vertical displacements on the horizon of anhydrite floor between the model with and without artificial discontinuities along the section line E 3. Energia sprężysta i jej zmiany po wykonaniu uhs Kolejnym etapem analizy zmian zachodzących w modelowanej sytuacji górniczej po zastosowaniu symulowanego hydroszczelinowania była analiza zmian wartości energii

71 Nr 1 PRZEGLĄD GÓRNICZY 69 sprężystej w modelu. Jakkolwiek stosowanie UHS samo w sobie nie ma na celu zmianę takiej energii kumulowanej w procesie deformowania się górotworu, lecz spowodowanie wyzwalania się energii w sposób bardziej rozłożony w czasie i w mniejszych jednorazowych porcjach, to sama informacja o rozkładzie takiej energii w górotworze jest również interesująca z poznawczego punktu widzenia. Skały, podobnie jak wszystkie rzeczywiste, pod działaniem sił zewnętrznych doznają deformacji, poprzez wykonanie na nich pewnej pracy L. Praca ta jest równa energii wewnętrznej układu W. W przypadku ciała sprężystego i obciążeń statycznych energia wewnętrzna układu jest równa energii potencjalnej W p, która równa jest pracy sił wewnętrznych na wywołane przez nie odkształcenie i nazywana jest energią sprężystą układu U: L=W=Wp=U. Energia ta jest odwracalna, co oznacza, że po usunięciu sił zewnętrznych jest zużywana na odzyskanie początkowego kształtu i objętości. Gęstość energii sprężystej Φ jest ilością energii sprężystej na jednostkę objętości ciała. Jeśli to ciało, w naszym przypadku skała, o objętości V znajduje się w równowadze pod działaniem sił zewnętrznych, to w każdym punkcie tego ciała powstają stany naprężenia i odkształcenia, opisane ich tensorami T σ i T ε. Gęstość energii sprężystej rozkłada się na gęstość energii odkształcenia objętościowego, związanej z aksjatorami tensorów i naprężenia A σ oraz odkształcenia A ε, i gęstość energii odkształcenia postaciowego, związanych z odpowiednimi dewiatorami D σ i D ε. Tym samym gęstość energii w rozpatrywanej objętości skały można opisać równaniem [1] Φ = Φ V + Φ f = ½ A σ A ε +1/2 D σ D ε (1) Wzory na gęstość energii można wyrazić z użyciem elementów tensora naprężeń oraz modułu sprężystości i liczby Poissona: W dalszych analizach przytaczana będzie sumaryczna energia sprężysta. Dla analizowanych modeli numerycznych przedstawiono rozkłady gęstości energii sprężystej w warstwach stropowych. Ograniczono się do linii przekroju A, czyli wzdłuż środkowej części lewego skrzydła frontu eksploatacji. Przedstawiono gęstości dla czterech etapów eksploatacji i zmiany gęstości energii między poszczególnymi etapami. W tym ostatnim przypadku zaznaczona linia ciągła oznacza izolinię 0, oddzielającą strefę o dodatniej i ujemnej zmianie gęstości energii. Na rysunkach oznaczono położenie frontu rozcinkowego, stronę po której znajduje się calizna oraz stronę oznaczoną jako zroby, która faktycznie oznacza strefę rozciętą a w dalszej odległości strefę zrobów (oprócz etapu II, w którym faza likwidacji nie była jeszcze przeprowadzona). Dla każdego z modeli przedstawiono też średnią gęstość energii w trzech strefach stropu nad polem eksploatacji dla ostatniego, piątego etapu prowadzenia robót. Strefy te określono następująco: - strop zasadniczy: od stropu furty eksploatacyjnej do stropu dolomitu, czyli do 17,8 m nad furtą, - strefa UHS: od stropu dolomitu i spągu anhydrytu do 20 m ponad tą płaszczyznę; w strefie tej zadano trzy sztuczne, poziome nieciągłości, symulujące wykonanie UHS (w modelu z UHS), - strop wysoki: od płaszczyzny 20 m ponad stropem anhydrytu do górnej płaszczyzny modelu, leżącej 80 m od spągu furty eksploatacyjnej. (2) (3) 3.1. Model bez nieciągłości Na rysunku 7 przedstawiono rozkład gęstości energii sprężystej w kolejnych etapach symulowanej eksploatacji w modelu numerycznym, podstawowym, czyli bez sztucznych nieciągłości. Istnieją w nim jedynie nieciągłości wynikające z granicy między dolomitem a anhydrytem w odległości 17,8 m od stropu furty eksploatacyjnej. Granica ta jest wyraźnie zaznaczona na wszystkich rysunkach cząstkowych jako granica stref o różnym poziomie energii sprężystej. Wynika to z faktu zróżnicowania modułu sprężystości tych skał, co przy porównywalnym stanie naprężenia daje zróżnicowany poziom gęstości energii. Dla wszystkich etapów przedstawionych na rysunku 7 można zauważyć, że największe zaburzenia w rozkładzie gęstości energii zachodzą w przestrzeni za frontem rozcinakowym, przy czym ich zasięg wstecz rośnie wraz z odległością od poziomu robót górniczych jest to szczególnie widoczne dla etapu 4 i 5. Pewne zmiany, o mniejszej intensywności, zachodzą również w odległości m przed frontem rozcinki. Charakterystyczne jest występowanie w dolomicie stref o podwyższonej gęstości energii sprężystej do odległości około 80 m za frontem rozcinki, zaś za nią występuje obszar o wyraźnie mniejszym poziomie energii. Prawdopodobnie należy to wiązać z faktem, że za frontem ma miejsce najbardziej intensywny proces deformowania warstw tej części stropu, który w dalszej odległości ma charakter bardziej wyrównany. Znamienna jest lokalizacja stref o wyższej gęstości energii w sąsiadującym anhydrycie. Zmiany zachodzące wraz z postępem frontu są dobrze widoczne na rysunku 8, gdzie przedstawiono różnice gęstości energii między etapami eksploatacji. Zaznaczyć należy, że dodatnia wartość zmiany gęstości energii oznacza jej przyrost po przesunięciu się czoła eksploatacji, natomiast wartość ujemna jej rozładowanie. Linia ciągła jest izolinią 0, oddzielającą obszary o różnych znakach. Analizując poszczególne rysunki składowe można pokusić się o wskazanie pewnych cech wspólnych i obszarów charakterystycznych. I tak tuż za linią frontu, w najbliższej części stropu bezpośredniego, obserwuje się strefę o największym przyroście gęstości energii. Jest ona bardzo mała, ale ze względu na najmniejszą odległość od przestrzeni roboczej jest też bardzo istotna. Za tą strefą, od stropu furty aż do górnej granicy modelu, rozprzestrzenia się rozległa część górotworu, w której pomiędzy kolejnymi krokami eksploatacji zachodzą największe zmiany obniżenia gęstości energii. Strefa ta jest nachylona w kierunki do frontu eksploatacji. Nad frontem zaś znajduje się bardziej rozległa strefa, w której następuje przyrost energii. Aby wygodniej ocenić charakter zachodzących zmian, określono liniowy rozkład średniej gęstości energii sprężystej w opisanych powyżej strefach stropu, dla danej rzędnej w całym profilu pionowym strefy. Dla modelu podstawowego (bez symulowanego oddziaływania UHS), dla 5 etapu rozwoju robót, wykresy tej wartości przedstawia rys. 9. Najłatwiej zauważalne są duże wahania w stropie zasadniczym, zachodzące już od linii frontu (na X=400 m), osiągające apogeum około m za frontem, natomiast później również zmieniającej się, lecz z mniejszą amplitudą i na dużo niższym poziomie gęstości energii. W strefie UHS, podobnie jak w strefie stropu wysokiego, zmiany gęstości energii wzdłuż obserwowanej linii przekroju zachodziły z mniejszą intensywnością; na podstawie rozkładu tego parametru można z dużą wiarygodnością wyznaczyć strefę zrobową (między X=100 m, a X=320 m).

72 70 Rys. 7. Rozkład gęstości energii w przekroju wzdłuż lewego skrzydła frontu eksploatacyjnego - model bez UHS Fig. 7. Distribution of energy density in the cross-section along the left side of the mining front - model without UHS Rys. 8. Rozkład zmian gęstości energii w przekroju wzdłuż lewego skrzydła frontu eksploatacyjnego model bez UHS Fig. 8. Distribution of energy density changes in the cross-section along the left side of the mining front model without UHS Rys. 9. Rozkład średniej gęstości energii w strefach stropu model bez UHS Fig. 9. Distribution of average energy density in the roof zones model without UHS

73 Nr 1 PRZEGLĄD GÓRNICZY Model z nieciągłościami W modelu, w którym wykonano symulację prowadzenia UHS rozkłady gęstości energii w kolejnych etapach eksploatacji (rys. 10) są podobne jakościowo jak w modelu poprzednim i można na nich zaobserwować wszystkie charakterystyczne elementy wymienione powyżej. Obserwowalna jest natomiast istotna różnica nad przestrzenią zrobową, gdzie w poprzednim modelu w dolnej części anhydrytu widoczna była podwyższona gęstość energii, natomiast w tym modelu występuje wyraźnie wyodrębniona strefa o istotnie niższej energii. Jest to wpływ nowych nieciągłości poziomych, symulujących wykonanie UHS. Na rysunku 11 również można zaobserwować podobną zmianę gęstości energii pomiędzy poszczególnymi etapami eksploatacyjnymi. Szczególnie dotyczy to różnicy w gęstości energii pomiędzy etapami 5 i 4, gdzie w strefie Z=18 m do 38 m zachodzi istotne obniżanie się energii. Obserwowane uprzednio strefy obniżenia energii za frontem i podwyższania energii w sąsiedztwie frontu są w przypadku tego modelu dość mocno zaburzone. Można natomiast zauważyć, że około m za frontem rozcinkowym, po każdym kroku eksploatacyjnym, obserwuje się strefę, w której gęstość energii jest istotnie podwyższana. Strefa ta wraz z przesuwaniem się frontu ulega powiększeniu. Wykres uśrednionych gęstości energii w poszczególnych strefach skał stopowych, przedstawiony na rysunku 12, jest bardzo podobny w części dotyczącej stropu bezpośredniego, dla wykresu opisującego model podstawowy (rys. 9). W przypadku modelu z symulacją UHS również występują bardzo istotne zmiany średniej gęstości energii wzdłuż linii przekroju i mają one bardzo podobny przebieg. W części dalszej za linią frontu, odpowiadającej przestrzeni likwidacji, zauważyć można mniejszą amplitudę zmian energii przy jej ogólnie niższym poziomie. Bardziej istotna zmiana zaszła w przebiegu linii wykresu średniej gęstości energii strefy UHS : linia ta częściowo nabrała charakteru podobnej zmienności, jak dla stropu zasadniczego, lecz o przeciwnych kierunkach wychyleń. Oznacza to, że strefa UHS zaczęła pracować niezależnie od stropu wysokiego i zjawiska zachodzące w tej strefie bardziej zależą od warunków stwarzanych przez niżej leżącą warstwę stropu bezpośredniego. Rys. 10. Rozkład gęstości energii w przekroju wzdłuż lewego skrzydła frontu eksploatacyjnego model z UHS Fig. 10. Distribution of energy density in the cross-section along the left side of the mining front model with UHS Rys. 11. Rozkład zmian gęstości energii w przekroju wzdłuż lewego skrzydła frontu eksploatacyjnego model z UHS Fig. 11. Distribution of energy density changes in the cross-section along the left side of the mining front model with UHS

74 72 Rys. 12. Rozkład średniej gęstości energii w strefach stropu model z UHS Fig. 12. Distribution of average energy density in the roof zones model with UHS 3.3. Porównanie wyników dla obu modeli Bardziej bezpośrednie porównanie uzyskanych wyników rozkładu gęstości energii jest możliwe po obliczeniu różnic jej wartości dla modelu podstawowego i z symulowanym ukierunkowanym hydroszczelinowanie skał ΔΦ = Φ UHS - Φ NAT (4) Rozkłady różnicowe przedstawiono na rysunku 13, gdzie ujemna wartość oznacza, że w wyniku zastosowania UHS gęstość energii w danym punkcie modelu jest niższa niż była w modelu podstawowym. Podobnie jak na rysunkach 8 i 11 ciągła linia oddziela strefy o dodatnim i ujemnym znaku gęstości różnicowej. Na rysunku 13 można zauważyć, że o ile w przypadku etapu 2, kiedy to eksploatacja nie była jeszcze w pełni rozwinięta i nie wykonywano robót likwidacyjnych, różnice między gęstościami energii dla obu modeli były niewielkie i raczej chaotyczne, to dla kolejnych etapów można określić pewne wspólne cechy. Powyżej stropu zasadniczego, w strefie UHS, zauważalne jest wyraźne obniżenie gęstości energii sprężystej po wykonaniu UHS. Ma to związek z uginaniem się skał w warstwach o mniejszej grubości i kumulowaniu mniejszej energii sprężystej w części odpowiadającej za odkształcenia postaciowe. Równocześnie wyżej leżąca warstwa anhydrytu, nie poddana podziałowi na warstwy jest mocniej zdeformowana i gromadzi więcej energii sprężystej, niż to miało miejsce w modelu bez zastosowania UHS. Przyrost gęstości energii zachodzi też za frontem eksploatacyjnym a przed linią robót likwidacyjnych, co niewątpliwie należy uznać za zjawisko niekorzystne. Wynika to z faktu, że w tej strefie zachodzą największe zmiany w sposobie uginania się warstw stropu zasadniczego po zastosowaniu UHS i warstwy te, podobnie jak warstwy objęte hydroszczelinowaniem, podlegają większym ugięciom, zmieniając energię odkształcenia postaciowego. Ponadto należy odnotować, że w linii frontu rozcinkowego nieznacznie podwyższona jest gęstość energii w warstwach dolomitu (do 18 m ponad stropem furty), natomiast obniżona w anhydrycie (powyżej 18 m). Rys. 13. Rozkład różnic gęstości energii w przekroju wzdłuż lewego skrzydła frontu eksploatacji między dwoma modelami: z symulacją stosowania UHS i bez UHS Fig. 13. Distribution of energy density differences in cross-section along the left side of the mining front between the two models: with simulation of the use of UHS and without UHS

75 Nr 1 PRZEGLĄD GÓRNICZY 73 Rys. 14. Rozkład stosunku średniej gęstości energii między modelem bez UHS i z zastosowaniem UHS (dla etapu 5) Fig. 14. Distribution of the average energy density ratio between the model with and without the use of UHS (for stage V) Dla dopełnienia obrazu przedstawionego powyżej porównania na rysunku 14 dokonano analizy zmian energii w odpowiednich strefach stropu. Rysunek ten zawiera stosunek średniej gęstości energii w modelu z UHS do średniej gęstości w modelu bez UHS. Zależność na przedstawiony parametr opisuje poniższe równanie log(δφ) = log(φ UHS ) -Φlog(Φ NAT ) (5) Parametr ten pozwala określić ile razy zmniejszyła (znak - ) lub zwiększyła się (znak + ) średnia gęstość energii w danej strefie stropu. W strefie stropu zasadniczego, praktycznie na całej długości linii przekroju (od linii frontu X=400 m, wstecz), zachodzi obniżenie gęstości energii, z silnymi lokalnymi wahaniami. W strefie, w której wykonano symulowane hydroszczelinowania obserwuje się dość istotne podwyższenie gęstości energii już od około 30 m za frontem robót rozcinkowych aż do około 120 m przed tym frontem (od X=370 m do 290 m), natomiast dalej gęstość energii jest wyraźnie obniżona. Równocześnie w strefie stropu wysokiego już w sąsiedztwie frontu aż do końca przestrzeni wybranej widoczny jest praktycznie stały przyrost gęstości energii, na poziomie log(δφ) od 0,5 do Podsumwanie Przedstawione wyniki analiz rozkładu gęstości energii sprężystej w modelu eksploatacji rudy miedzi systemem filarowo-komorowym z ugięciem stropu i z symulacją zastosowania UHS wykazały zróżnicowane wyniki zależnie od lokalizacji analizowanej strefy skał stropowych. Dla warstw skał stropu zasadniczego można oczekiwać obniżenia średniej gęstości energii, co należy uznać za korzystne ze względu na bieżące prowadzenie robót górniczych. Jednocześnie lokalnie nastąpiło podwyższenie gęstości tej energii, wynikające z odmiennego charakteru uginania się warstw, szczególnie w obszarze, w którym wykonano sztuczne nieciągłości. W warstwach stropu wysokiego nastąpiło podwyższenie średniej gęstości energii z powodu wymuszenia w tej strefie większych deformacji powstałych w wyniku uginania się warstw niższych. Powyższe obserwacje stanowią niewielki przyczynek do poznania zjawisk, jakie zachodzą w górotworze LGOM poddanym wpływom eksploatacji i jaki wpływ na te procesy może mieć wykonywanie ukierunkowanego hydroszczelinowania skał. W wykonanych modelach numerycznych nie dokonano symulacji pękania warstw skalnych poddanych uginaniu. Umożliwienie pękania skał w mniejszych pakietach jest zasadniczym celem stosowania UHS, dlatego obok prób dołowych i obserwacji ruchowych niezbędne jest prowadzenie dalszych prac modelowych uwzględniających to zjawisko. Literatura 1. Bodnar A.: Wytrzymałość materiałów. Wydawnictwo Politechniki Krakowskiej. Kraków Makówka J., Myszkowski J.: Wpływ UHS na stan deformacji i naprężeń w górotworze generowanych eksploatacją rudy miedzi systemem filarowo-komorowym. Przegląd Górniczy nr 1/2015

76 74 UKD :622.83/.84:622.2 Analiza rozkładu szkód górniczych po wysokoenergetycznych wstrząsach z dnia 21 kwietnia 2011 r. i 7 czerwca 2013 r. w kopalni Rydułtowy-Anna na tle lokalnej tektoniki Distribution of mine damage after high-power tremors from 21 April 2011 and 7 June 2013 in Rydułtowy-Anna mine against the background of the local tectonics Dr hab. inż. Elżbieta Pilecka, prof. PK* ) Mgr inż. Renata Szermer-Zaucha** ) Treść: W artykule przeprowadzono statystyczną analizę szkód górniczych, które powstały w wyniku wstrząsów w dniach 21 kwietnia 2011 roku i 7 czerwca 2013 roku w KWK Rydułtowy-Anna w powiązaniu z lokalną tektoniką. Badaniami objęto okres od 2006 roku i do szczegółowej analizy wybrano wyżej wymienione wstrząsy, w wyniku których powstało najwięcej szkód górniczych. Obydwa wstrząsy miały charakter regionalny i objęły swoim zasięgiem znaczny obszar. Statyczna analiza wykazała, że dominującym kierunkiem lokalnej szkód górniczych w obu przypadkach, czyli powstałych po wstrząsach w dniach 21 kwietnia 2011 roku i 7 czerwca 2013 roku, jest kierunek zbliżony do równoleżnikowego. Jak wykazała przeprowadzona w niniejszym artykule statystyczna analiza azymutów uskoków w rejonu KWK Rydułtowy-Anna jest to kierunek zbliżony do kierunku lokalnej tektoniki. Abstract: This paper presents a statistical analysis of mine damage, which occurred as the result of tremors from 21 April 2011 and 7 June 2013 in Rydułtowy-Anna mine, against the background of the local tectonics. The research covers the period from 2006 on. The detailed analysis includes the above-mentioned tremors which caused most damage. Both of the tremors occurred regionally, reaching substantial area. The statistical analysis showed that the dominant direction of damage in both cases, which is those from 21 April 2011 and 7 June 2013, is approaching the latitudinal one. As the statistical analysis of the fault s azimuth in the area of Rydułtowy-Anna mine showed, this direction is close to the direction of the local tectonics. Słowa kluczowe: górnictwo węgla kamiennego, wysokoenergetyczne wstrząsy, szkody górnicze, tektonika Key words: mining industry, high-power tremors, mine damage, tectonics 1. Wprowadzenie W wyniku wstrząsów indukowanych podziemną eksploatacją węgla kamiennego w Górnośląskim Zagłębiu Węglowym (GZW) powstają szkody górnicze na powierzchni terenu. Generuje to koszty dla przedsiębiorstw górniczych. Szczególnie niebezpieczne są wysokoenergetyczne wstrząsy regionalne, których powstawanie jest zdeterminowane nałożeniem się dwóch czynników: eksploatacji węgla i tektoniki. W odróżnieniu od wstrząsów tzw. eksploatacyjnych niskoenergetycznych, wstrząsy wysokoenergetyczne regionalne stwarzają większe zagrożenie dla obiektów na powierzchni terenu. Liczba zgłoszonych uszkodzeń obiektów, zwłaszcza * ) Politechnika Krakowska, ** ) GSZ Pracownia Projektowa Budownictwa Ogólnego i Przemysłowego sp. z o.o. po wysokoenergetycznych wstrząsach, gwałtownie wzrasta. W artykule przeprowadzono statystyczną analizę szkód górniczych, które powstały w wyniku wstrząsów w dniach 21 kwietnia 2011 r. i 7 czerwca 2013 r. w kopalni Rydułtowy- Anna w powiązaniu z lokalną tektoniką. 2. sejsmiczność w kopalni Rydułtowy-Anna Główną przyczyną wstrząsów w kopalniach GZW jest eksploatacja górnicza prowadzona od ponad 200 lat, która powoduje skomplikowany stan naprężenia i deformacji. Nakłada się na ten stan coraz większa głębokość eksploatacji, występowanie grubych i wytrzymałych warstw w stropie pokładów oraz tektonika złoża [2]. Rozwój poglądów na przyczyny sejsmiczności indukowanej w GZW przeanalizo-

77 Nr 1 PRZEGLĄD GÓRNICZY 75 wano w publikacji [7]. Aktualnie dzielimy sejsmiczność na górniczą generowaną wyłącznie działalnością górniczą, o na ogół niższej energii i eksplozyjnym typie mechanizmu ogniska wstrząsu, i sejsmiczność górniczo-tektoniczną regionalną. Wstrząsy regionalne występują w rejonach zaburzeń tektonicznych i charakteryzują się poślizgowym mechanizmem ogniska wstrząsu, one też są powodem szkód górniczych na powierzchni terenu. Przykładem rejonu, w którym występują wysokoenergetyczne wstrząsy regionalne jest obszar kopalni Rydułtowy- Anna. Kopalnia powstała w roku 2004 w wyniku połączenia dwóch kopalń Rydułtowy i Anna. W grudniu 2011 r. została zamknięta pszowska część kopalni Anna. Wstrząsy generowane w kopalni Rydułtowy-Anna odczuwane były nawet w pobliskim Wodzisławiu Śląskim. W marcu 2007 r. po serii wstrząsów komisja powołana przez Wyższy Urząd Górniczy rozważała nawet zamknięcie kopalni ze względu na ciężkie i niebezpieczne warunki eksploatacji. Komisja po zbadaniu sprawy nie zdecydowała o zamknięciu, ale postawiono dodatkowe wymogi związane z bezpieczeństwem. Wysokoenergetyczne wstrząsy indukowane w kopalni Rydułtowy-Anna powodują wiele szkód na powierzchni terenu szczególnie z rejonu Rydułtów i Radlina. Głównymi czynnikami generującymi te wysokoenergetyczne wstrząsy są: duża głębokość eksploatacji, zaleganie warstw jaklowieckich i porębskich wśród grubych i mocnych wstrząsogennych warstw piaskowców i mułowców, silne zaangażowanie tektoniczne górotworu, nieckowata budowa złoża synklina Jejkowicka oraz zaszłości eksploatacyjne. Prowadzona w ostatnich latach eksploatacja w rejonach W1, E1 i E2 objęła 14 pokładów oznaczonych numerami 604, 612/ 1 2, 613/ 3, 615/ 1 2, 616/ 2, 620/ 1, 624, 626/ 2, 629/ 1 2, 630/ 1 2, 703/ 1, 705/ 2 3, 708, 713/ 1 2. W trakcie prowadzonej eksploatacji w wyżej wymienionych pokładach wytworzone zostały krawędzie i resztki, które nie pozostają bez wpływu na aktualny poziom zagrożenia sejsmicznego. Wielopokładowa eksploatacja węgla prowadzona pod południowo-wschodnim i południowo-zachodnim rejonem miasta Rydułtowy (wybranie 14 pokładów węgla i kontynuacja eksploatacji w dwóch kolejnych) systematycznie osłabia wskutek podebrań mocne warstwy piaskowców zalegających powyżej pokł. 629/ 2. Miąższość tych warstw piaskowca zmienia się od 0,8 m do 110 m. Jest to kompleks zwany piaskowcem zameckim, którego wychodnia znajduje się około 14 m pod nadkładem analizowanego rejonu. Obecnie eksploatowane pokłady zalegają na głębokości od 1000 do 1200 m i są zaliczone do III stopnia zagrożenia tąpaniami [5]. Oddziaływanie wstrząsów na powierzchnię terenu w mieście Rydułtowy i okolicy już w latach było bardzo duże [10]. Powyższa sytuacja wynikała z eksploatacji w trudnych warunkach geologiczno-górniczych (duża miąższość łupków piaszczystych i piaskowców kompleks o łącznej grubości około 180 m pomiędzy kilkoma pokładami, resztki i krawędzie pokładów oraz głębokość prowadzonej eksploatacji przekraczająca 1000 m, ogniska leżące z znacznej odległości pionowej nad eksploatowanymi pokładami) i wielopokładowości złoża. W kopalni Rydułtowy-Anna w okresie od r. do r. zanotowano 810 wysokoenergetycznych wstrząsów o energii powyżej E 1 10 E5 J, co przedstawiono w tablicy 1, w tym 194 wysokoenergetyczne wstrząsy o energii E > 10 6 J (tabl. 2). Od października 2005 r. kopalnia Rydułtowy-Anna ma pięć stanowisk do pomiaru przyśpieszeń drgań gruntu typu Amax. Utworzona w ten sposób sieć pomiarowa stanowi monitoring sejsmiczny zapewniający prowadzenie ciągłych rejestracji zjawisk dynamicznych indukowanych działalnością górniczą [5] (rys. 1). Tablica 1. Zestawienie wysokoenergetycznych wstrząsów E 1 10*5 J w kopalni Rydułtowy-Anna w okresie od r. do r.* ) Table 1. Summary of high-power tremors E 1 10*5 J in Rydułtowy-Anna mine in the period between 1 January 2006 and 12 July 2013* Energia, J Rok > 105 > 106 > 107 > 108 Razem razem * ) Na podstawie materiałów archiwalnych kopalni Rydułtowy-Anna. Tablica 2. Zestawienie wysokoenergetycznych wstrząsów E 1 10E6 J w kopalni Rudułtowy-Anna w okresie od r. do r. w zależności od energii* ) Table 2. Summary of high-power tremors E 1 10E6 J Rydułtowy-Anna mine in the period between 1 January 2006 and 12 July 2013 depending on the intensity* Energia, J Liczba, szt E 1 10*6 J 174 E 1 10*7 J *8 J E 1 10*9 J 2 E > 1 10*9 J Razem 194 * ) Na podstawie materiałów archiwalnych kopalni Rydułtowy-Anna.

78 76 Rys. 1. Fragment mapy miasta Rydułtowy z naniesionymi stanowiskami do pomiaru przyśpieszeń drgań gruntu [5] Fig. 1. Fragment of map of Rydułtowy with measuring positions for ground vibration acceleration (Majcherczyk, Olechowski 2010) 3. Budowa geologiczno-tektoniczna złoża 3.1. Stratygrafia i litologia złoża W budowie geologicznej złoża udział biorą utwory węglonośne karbonu górnego (namur A i B). Nadkład karbonu zbudowany jest z utworów czwartorzędu (holocen, plejstocen), trzeciorzędu (miocen) oraz triasu (pstry piaskowiec). Grubość nadkładu waha się od kilku metrów do około 500 metrów. Czwartorzęd Utwory czwartorzędowe występuję na całym obszarze. Miąższość ich jest zmienna i wynosi od 0 do około 50 m. Utwory te wykształcone są w postaci naprzemianległych warstw glin piaszczystych i pylastych z ławicami różnoziarnistych piasków i żwirów. Trzeciorzęd Osady trzeciorzędu reprezentowane są przez mioceńskie iły pylaste, piaszczyste i margliste z niewielkimi wkładkami piaskowców oraz gipsów. Wkładki gipsów charakteryzują się zmienną miąższością od 2,0 do około 20,0 m. Miąższość osadów mioceńskich jest zmienna i waha się od kilku metrów w części centralnej do około 300 m w części północno zachodniej obszaru górniczego. Trias Trias (piaskowiec pstry) reprezentowany jest przez słabo zwięzłe piaskowce drobno- i średnioziarniste oraz iłowce. Osady te występują płatowo na zerodowanej powierzchni karbonu w części jejkowickiej. Grubość tych osadów jest zmienna i waha się od kilku do 70 m. Karbon Morfologia stropu karbonu jest zróżnicowana i silnie urzeźbiona. W części centralnej i wschodniej powierzchnia karbonu tworzy wypiętrzenia zwane oknami erozyjnymi. W kierunku zachodnim i północnym strop karbonu obniża się monoklinalnie do 200 m n.p.m. przy granicy zachodniej dokumentowanego obszaru. Utwory karbonu reprezentowane są przez warstwy siodłowe, porębskie, jaklowickie i gruszowskie. Warstwy siodłowe (grupa 500) występują tylko w osiowej części niecki jejkowickiej w północnej części obszaru górniczego (część jejkowicka). Zalegają w formie płatów ograniczonych uskokami i wychodniami. Stwierdzone zostały robotami górniczymi i wiertniczymi. Osiągają tam miąższość około 170 m. Budują je piaskowce i zlepieńce z przewarstwieniami łupków ilastych z pokładami węgla. Największą miąższość 5,60 m osiąga pokład 506. Warstwy porębskie (grupa 600) występują na całym obszarze z wyjątkiem części zachodniej, gdzie zostały zerodowane. Zbudowane są z naprzemianległych iłowców i mułowców oraz drobnoziarnistych piaskowców, które tworzą kilkudziesięciometrowe kompleksy wśród osadów ilasto-łupkowych. Pokłady tej serii charakteryzują się małą miąższością i zmiennym wykształceniem, mają tendencje do rozszczepiania, czasem gwałtownie cienieją a nawet zanikają. W warstwach porębskich występuje około 60 pokładów i wkładek węglowych o miąższościach od 0,15 do 2,50 m. Udokumentowanych zostało 26 pokładów węgla. Grubość tej serii wynosi około 1050 m. Warstwy jaklowieckie (grupa 700) występują na całej powierzchni obszaru górniczego z wyjątkiem jego zachodniej części. Miąższość tych warstw wynosi około 500 m. Wykształcone są w postaci naprzemianległych iłowców, mułowców i piaskowców z prze warstwieniami węgla. Zawierają około 30 pokładów wkładek węgla od kilku centymetrów do około 4,0 m. Warstwy gruszowskie są najstarszym ogniwem litostratygraficznym. Stwierdzone zostały na obszarze górniczym jedynie głębokimi otworami. Ze względu na dużą głębokość zalegania warstwy te nie są dokumentowane i nie mają znaczenia przemysłowego dla kopalni (mat. arch. KWK Rydułtowy-Anna ) Tektonika złoża Złoże ma strukturę fałdowo-uskokową. Głównym elementem złoża jest niecka o osi zapadającej się w kierunku północnym. Skrzydło zachodnie nachylone jest od kilku stopni do 15. Lokalnie przy zachodniej granicy do około 60 /E. Skrzydło wschodnie nachylone jest 8 10 /NW. Utwory karbońskie pocięte są licznymi uskokami. Dominują dwa zasadnicze kierunki ich przebiegu: południkowy i równoleżnikowy. Większość stwierdzonych uskoków ma przebieg równoleżnikowy prostopadły do biegu osi niecki. Są to uskoki normalne o zróżnicowanych zrzutach dochodzących do około 200 m. Płaszczyzny uskokowe tworzą strefy zaburzeń tekto nicznych dochodzących niekiedy do 300 m szerokości. Nachylenie płaszczyzn uskokowych jest zmienna i waha się najczęściej w granicach Z większych uskoków równoleżnikowych można wymienić: uskok Piecowski h = m na północ, uskok beacki I, h = m na południe, uskok beacki II, h = m na południe, uskok C, h = m na południe, uskok B, h = m na południe, uskok A, h = m na południe, uskok kolejowy, h = m na północ, uskok rydułtowski III, h = m na południe, uskok rydułtowski II, h = m na południe, uskok rydułtowski I, h = m na południe, uskok czernicki III, h = m na północ, uskok czernicki II, h = m na południowy-zachód, uskok czernicki I, h = m na północ.

79 Nr 1 PRZEGLĄD GÓRNICZY 77 Uskoki o przebiegu południkowym występują głównie w południkowej części złoża. Największe z nich to: uskok radliński I o zrzucie m na zachód, uskok radliński III o zrzucie 15 m na zachód, uskoki kokoszyckie II IV o zrzucie h = m na zachód. W złożu występuje ponadto wiele uskoków o mniejszym zasięgu i zrzutach od kilkudziesięciu centymetrów do kilku metrów, na ogół różnie zorientowane tzw. uskoki pokładowe utrudniające prowadzenie robót (mat. arch. KWK Rydułtowy-Anna ). Lokalną tektonikę w kopalni Rydułtowy-Anna pokazano na rysunku 2. Przeprowadzono statystyczną analizę rozkładu azymutów lokalnej tektoniki na obszarze kopalni Rydułtowy-Anna. Efektem przeprowadzonej analizy jest diagram kierunkowy rozkładu azymutów uskoków przedstawiony na rysunku 3. Do analizy brano pod uwagę tylko uskoki o zrzucie większym lub równym 30 m, co dało liczbę 25 przypadków. W wyniku statystycznej analizy kierunkowości lokalnej tektoniki na obszarze kopalni Rydułtowy-Anna można stwierdzić, że dominującym kierunkiem uskoków jest kierunek zbliżony do równo leżnikowego. Jest ona zgodna z ogólnym trendem kierunkowym na obszarze Górnośląskiego Zagłębia Węglowego, gdzie geometria uskoków ma kierunek subrównoleżnikowy. Kierunek lokalnej tektoniki w rejonie kopalni Rydułtowy-Anna jest odmienny od dominującego kierunku struktur geologicznych w tym rejonie w związku z położeniem kopalni w rejonie tektoniki fałdowej w zachodniej części Zagłębia Górnośląskiego. Strefa ta ma kierunek SWS-NEN zgodny z kierunkiem sąsiadującej z nią strefy morawsko-śląskiej. Występują tu w granicach Polski niecka jejkowicka i chwałowicka, rozdzielone nasunięciem miłchałkowicko-boguszowskim. Rys. 3. Diagram kierunkowy uskoków na obszarze kopalni Rydułtowy-Anna Fig. 3. Directional diagram of faults in the area of Rydułtowy- -Anna mine Biorąc pod uwagę, że z uskokiem związana jest strefa spękań w górotworze, można się spodziewać anizotropii prędkości fal sejsmicznych po wystąpieniu wysokoenergetycznego wstrząsu zdeterminowanej lokalną tektoniką. Fale sejsmiczne Rys. 2. Tektonika na obszarze kopalni Rydułtowy-Anna (mat. arch. KWK Rydułtowy-Anna ) Fig. 2. Tectonics in the area of Rydułtowy-Anna mine (archival materials of Rydułtowy-Anna mine)

80 78 będą wykazywać większe tłumienie w strefie spękań. Punkty na uskoku zgodnie z zasadą Huygensa mogą być źródłem fali sprężystej rozchodzącej się kuliście we wszystkich kierunkach. Uskok może być także źródłem fali refrakcyjnej i odbitej. Taka anizotropia pola falowego będzie miała wpływ na obiekty budowlane znajdujące się w strefie epicentralnej. Badania wykazały, że anizotropia prędkości propagującej fali sejsmicznej może zależeć od uprzywilejowania pewnych kierunków w górotworze [9]. Takie uprzywilejowane kierunki są związane z ukierunkowaniem spękań, a efektem tego jest anizotropia właściwości sprężystych górotworu. W szczególności anizotropia prędkości fal sejsmicznych charakteryzuje się tym, że prędkość fal w kierunku prostopadłym do biegu spękań jest mniejsza niż w kierunku równoległym. Praktyczne badania potwierdzają taką zależność. Takie spostrzeżenia mają istotne znaczenia dla określenia bloczności górotworu, budowie tuneli, fundamentowaniu obiektów itp. Poznanie procesów rozwoju systemów nieciągłości jest ważnym elementem przy przewidywaniu skutków wstrząsów górniczych. Przeprowadzone badania w Głównym Instytucie Górnictwa [1] pozwoliły stwierdzić, że występuje wyraźna zależność między kierunkowością radiacji sejsmicznej ogniska wstrząsu zależnej od mechanizmu wstrząsu a rozkładem przyspieszenia drgań na powierzchni (występowanie wyraźnie różnych wartości przyśpieszenia drgań w punktach położonych w takiej samej odległości epicentralnej, ale o rożnych azymutach). Wiadomo, że przyczyną wysokoenergetycznych wstrząsów jest wzajemne nałożenie się dwóch czynników tektonicznego i eksploatacyjnego oraz że istnieje kierunkowy, specyficzny dla wysokoenergetycznych wstrząsów, czyli takich, gdzie występuje czynnik tektoniczny, rozkład parametrów sejsmicznych na powierzchni. Można więc przy puszczać, że tektonika obszaru, na którym odbywa się podziemna eksploatacja górnicza, odgrywa znaczną rolę w kształtowaniu się zagrożenia związanego także ze szkodami górniczymi na powierzchni. 4. Charakterystyka terenu poddanego wpływom wstrząsów górniczych z kopalni Rydułtowy-Anna 4.1. Położenie administracyjne i geograficzne złoża Złoże węgla kamiennego znajduje się w południowo- -zachodniej części Górnośląskiego Zagłębia węglowego w województwie śląskim w granicach miast Rybnik, Rydułtowy, Pszów, Radlin oraz gmin: Gaszowice, Lyski, Jejkowice. Obszar kopalni Rydułtowy-Anna położony jest na Wyżynie Śląskiej i wchodzi w skład jednostki morfologicznej zwanej Kotliną Raciborsko-Oświęcimską Zagospodarowanie terenu złoża Teren złoża jest w znacznym stopniu zurbanizowany, a tylko niewielki procent powierzchni zajmują pola uprawne nieużytki i lasy. Zabudowa terenu jest zróżnicowana i nierównomierna. Zabudowa zwarta i wielokondygnacyjna typu osiedlowego występuje na terenie miast. Na pozostałym terenie przeważa zabudowa jednorodzinna, która występuje również na terenie miast. Są to budynki jedno- i dwukondygnacyjne zlokalizowane wzdłuż głównych dróg i ulic. Na obszarze górniczym kopalni Rydułtowy-Anna są zlokalizowane również zakłady przemysłowe oraz obiekty użyteczności publicznej takie jak kościoły, obiekty służby zdrowia, szkolnictwa, administracji, obiekty handlu itp. Przez omawiany teren przebiegają linie kolejowe, w tym tunel o długości 727 m i gęsta sieć dróg, a także obiekty liniowe uzbrojenia terenu Rydułtowy Rydułtowy leżą 9 km na południowy zachód od Rybnika w powiecie wodzisławskim. Rydułtowy są miastem górniczym. Zakład wydobywczy kopalni Rydułtowy znajduje się w centralnej części miasta. Południowo zachodnia cześć miasta znajduje się w obrębie obszaru górniczego kopalni Anna. Wpływ eksploatacji górniczej obejmuje bezpośrednio 75 % powierzchni miasta. Stożkowa hałda odpadów kopalnianych jest jedną z największych w Europie. W mieście występuje zabudowa zarówno jednorodzinna jak i wielorodzinna. Zabudowa jednorodzinna to budynki jedno i dwukondygnacyjne. Budynki wielorodzinne to budynki do pięciu kondygnacji. W centrum zabudowa zwarta lub częściowo zwarta o charakterze miejskim. Występuje również zabudowa typu osiedlowego. Są to budynki do pięciu kondygnacji nadziemnych. Obiekty te zostały wzniesione w okresie od końca XIX w. do dnia dzisiejszego. Technologia budownictwa zróżnicowana w zależności od charakteru zabudowy i okresu czasu, z jakiego pochodzą. W centrum przeważa zabudowa tradycyjna. Na omawianym terenie poza budynkami mieszkalnymi występują budynki użyteczności publicznej to jest budynki oświaty, budynki administracji, budynki i obiekty sportu i rekreacji, budynki sakralne, obiekty handlowe, a także budynki i obiekty o charakterze przemysłowym, w tym obiekty i kopalni Rydultowy-Anna. Budynki jednorodzinne wzniesione są jako wolnostojące, często z towarzyszącą zabudową zagrodową. Opisana zabudowa wznoszona była w technologii tradycyjnej lub tradycyjnej ulepszonej oraz metodami uprzemysłowionymi Pszów Pszów leży na trasie Pszczyna Wodzisław Racibórz. Rozwój Pszowa po II wojnie światowej związany jest z rozwojem przemysłu węglowego. Cennym zabytkiem architektury późnobarokowej jest kościół Narodzenia Matki Boskiej pochodzący z 1746 roku. W mieście występuje zabudowa zarówno jednorodzinna jak i wielorodzinna, niejednokrotnie w bezpośrednim sąsiedztwie. Zabudowa o charakterze miejskim i podmiejskim. Zabudowa jednorodzinna to budynki jednoi dwukondygnacyjne. Budynki wielorodzinne to budynki do pięciu kondygnacji. W centrum zabudowa zwarta lub częściowo zwarta o charakterze miejskim i wielorodzinna typu osiedlowego. Są to budynki do pięciu kondygnacji nadziemnych. Obiekty te zostały wzniesione w okresie od końca XIX w. do dnia dzisiejszego. Technologia budownictwa zróżnicowana w zależności od charakteru zabudowy i okresu czasu, z jakiego pochodzą. Poza budynkami mieszkalnymi występują budynki użyteczności publicznej, budynki szkolnictwa, budynki i obiekty sportu i rekreacji, budynki sakralne, obiekty handlowe, budynki i obiekty przemysłowe, między innymi użytkowane i nieużytkowane budynki kopalni Anna i obiekty handlowe. Budynki jednorodzinne wzniesione są jako wolno stojące, często z towarzyszącą zabudową zagrodową. Opisana zabudowa wznoszona była w technologii tradycyjnej lub tradycyjnej ulepszonej oraz metodami uprzemysłowionymi Radlin Radlin graniczy od południa z Wodzisławiem Śląskim. W Radlinie powstała w XIX w. kopalnia Emma późniejszy Marcel. Charakter zabudowy analogiczny do zabudowy Pszowa Rybnik Rybnik, miasto na prawach powiatu, leży w odległości 38 km na południowy zachód od Katowic. Na terenie Rybnika znajdują się zakład wydobywczy kopalni Jankowice i ko-

81 Nr 1 PRZEGLĄD GÓRNICZY 79 palni Chwałowice. W mieście występuje zabudowa zarówno jednorodzinna, jak i wielorodzinna. Zabudowa o charakterze miejskim i podmiejskim. Zabudowa jednorodzinna to budynki jedno i dwukondygnacyjne. Budynki wielorodzinne to budynki tradycyjne, także wznoszone metodami uprzemysłowionymi typu osiedlowego do kilkunastu kondygnacji. W centrum zabudowa zwarta. Obiekty te zostały wzniesione w okresie od końca XIX w. do dnia dzisiejszego. Technologia budownictwa zróżnicowana w zależności od charakteru zabudowy i okresu czasu, z jakiego pochodzą. Poza budynkami mieszkalnymi występują budynki użyteczności publicznej, budynki szkolnictwa, budynki i obiekty sportu i rekreacji, budynki sakralne, obiekty handlowe, budynki i obiekty przemysłowe, a także budynki i budowle zabytkowe. Opisana zabudowa wznoszona była w technologii tradycyjnej lub tradycyjnej ulepszonej oraz metodami uprzemysłowionymi. Wśród obiektów przemysłowych wymienić można Elektrownię Rybnik będącą obecnie jedną z największych elektrowni na Górnym Śląsku, a także Hutę Silesia, pochodzącą z roku Zabytki architektury skupione są głównie w śródmieściu i do najważniejszych należą między innymi: bazylika św. Antoniego świątynia neogotycka, zbudowana według projektu Ludwika Schneidera w latach , budynek dawnego Starostwa w Rybniku z roku 1887, neoklasycystyczny budynek nowego ratusza, wzniesiony w roku 1928, klasycystyczny dawny ratusz miejski z wieżą zegarową z roku 1822 r., obecnie mieszczący muzeum miejskie oraz Urząd Stanu Cywilnego, kościół ewangelicki zbudowany w 1791 r., odnowiony po pożarze roku 1875, zamek piastowski wzniesiony na początku XIII w., całkowicie przebudowany w XVIII w. według projektu Franciszka Ilgnera, zespół Szpitalny św. Juliusza, założony przez doktora Juliusza Rogera, kościół pw. Matki Boskiej Bolesnej, wewnątrz skrzydła późnogotyckiego tryptyku z kościoła WNMP. gotyckie prezbiterium. Zbudowany według projektu Franciszka Ilgnera w latach , kościół św. Katarzyny z roku 1534, kościół św. Wawrzyńca, zbudowany w roku 1717, późnobarokowy murowany dwór zbudowany w roku 173, zabytkowa kopalnia Ignacy, familoki głównie w dzielnicy Chwałowice. 5. Opis szkód w budynkach po silnych wstrząsach w okresie od r. do r. Po wstrząsach do kopalni wpłynęły zgłoszenia o uszkodzeniach budynków zarówno użyteczności publicznej jak i od osób fizycznych (tabl. 3). Zgłoszenia o uszkodzeniach budynków napływały z Rydułtowych, Radlina, Pszowa, Wodzisławia i Szczerbic. Najsilniejszy wstrząs w omawianym okresie miał miejsce r. Energia wstrząsu wyniosła 1,23 E10 8 J. Liczba zgłoszeń uszkodzeń 21. Kolejny silny wstrząs miał miejsce r. Energia wstrząsu wyniosła 1,00 E10 8 J. Liczba zgłoszeń uszkodzeń 78. Wstrząs z dnia r. miał energię 8,1 E10 7 J, a liczba zgłoszeń uszkodzeń wynosiła 70. W żadnym przypadku z omawianego okresu nie stwierdzono w trakcie oględzin budynków, na dzień wizji lokalnych, zarówno w budynkach użyteczności publicznej, jak i w budynkach osób fizycznych uszkodzeń stwarzających zagrożenie bezpieczeństwa użytkowania lub utrudnień w użytkowaniu, a także zagrożenia bezpieczeństwa dla osób i mienia w budynkach. Stwierdzone uszkodzenia w przeważającej części można zakwalifikować do II i I stopnia uszkodzeń. Stwierdzono również w znacznym stopniu powiększenia istniejących, zarysowań, które wystąpiły wcześniej, na skutek wpływu deformacji ciągłych dołowej eksploatacji górniczej. Prof. Maciąg podkreśla, że do oceny oddziaływania wstrząsów górniczych na powierzchniową zabudowę praktycznie potrzebne są dane o silnych i bardzo silnych wstrząsach. Jako dane dla obiektów są niewystarczające, szacunkowo zresztą oceniane, takie parametry, jak spodziewane (w miejscu lokalizacji obiektu) największe przyspieszenie drgań i odpowiadające im częstotliwości [3]. Problem oceny ryzyka wystąpienia uszkodzeń budynków w oparciu o rejestrację przyśpieszenia drgań cząstek gruntu jest obarczony niepewnością związaną z brakiem rozpoznania rozkładu intensywności promieniowania sejsmicznego ze źródeł wstrząsu, własności transmisyjnych górotworu i niejednorodności w jego budowie zarówno w rejonie rejestracji jak również na drodze transmisyjnej energii sejsmicznej stwierdza prof. Marcak [4]. Biorąc powyższe pod uwagę należy stwierdzić, że faktyczne dane o uszkodzeniach budynków, jakie wystąpiły po wysokoenergetycznych wstrząsach są bardzo ważnym materiałem badawczym pod warunkiem weryfikacji zgłaszanych przez mieszkańców i użytkowników szkód budynków po wysokoenergetycznych wstrząsach, przez wyspecjalizowaną kadrę inżynieryjno-techniczną, co pozwala na prawidłową ocenę przyczynowo-skutkową zaistniałych uszkodzeń i zakwalifikowanie ich do powstałych w wyniku zaistniałego wysokoenergetycz nego wstrząsu z wyeliminowaniem innych wymienionych powyżej przyczyn. Dlatego też do dalszej analizy autorki biorą pod uwagę tylko te szkody, które mają bezpośredni związek przyczynowo-skutkowy z zaistniałym wstrząsem i zostały zweryfikowane przez specjalistów i inspektorów ds. szkód górniczych kopalni Rydułtowy-Anna w wyniku wizji lokalnych dokonanej w terenie, oględzin budynków i zostały potwierdzone stosownymi dokumentami Opis uszkodzeń po wstrząsie w dniu r. W dniu r. o godz wystąpił wysokoenergetyczny wstrząs o energii 1, J, 180 m za frontem górnej części ściany w pokładzie 713/1-2. Epicentrum wstrząsu zlokalizowano w rejonie ulicy Ofiar Terroru w Rydułtowych. W wyniku wstrząsu do kopalni Rydułtowy-Anna zgłoszone zostały uszkodzenia w budynkach z rejonu Rydułtowych, Radlina i Rybnika. Zgłoszone uszkodzenia wystąpiły w budynkach użyteczności publicznej, a także w budynkach mieszkalnych jednorodzinnych. Wpłynęło 9 zgłoszeń dotyczących obiektów użyteczności publicznej i 69 zgłoszeń telefonicznych od mieszkańców, w tym 33 zgłoszenia dotyczyły powstania uszkodzeń, a w 36 przypadkach poinformowano o odczuciu wstrząsu. W dniach 21 i r. pracownicy sekcji szkód górniczych kopalni Rydułtowy-Anna dokonali wizji lokalnych w obiektach i budynkach, dla których dokonano zgłoszeń w związku z zarejestrowanym wstrząsem. Ponadto w rejonie epicentrum wstrząsu w promieniu 1000 m wyznaczono obiekty, objęte: Projektem obserwacji obiektów budowlanych w palnie ruchu na lata , posiadających I kategorię odporności statycznej 8 obiektów oraz najbardziej narażonych na wpływy wstrząsów górniczych 5 obiektów i dokonano ich oględzin. W wyniku wizji lokalnych dokonanej przez specjalistów i inspektorów ds. szkód górniczych kopalni Rydułtowy- Anna, stwierdzono, że w przypadku budynków użyteczności publicznej wystąpiło zarysowanie górnej części przypory przy wejściu bocznym na zewnątrz budynku kościoła św. Jerzego w Rydułtowych. W pozostałych budynkach użyteczności

82 80 Tablica 3. Zestawienie liczby zgłoszeń po wysokoenergetycznych wstrząsach o E 1 10E7 J w kopalni Rydułtowy-Anna w okresie od r. do r.* ) Table 3. Summary of notices about high-power tremors E 1 10E7 J in Rydułtowy-Anna mine in the period between 1 January 2006 and 12 July 2013* Data Energia, J Liczba zgłoszeń budynki użyteczności publicznej od mieszkańców Razem ,4* ,3* ,9* ,0* ,23* ,4* ,9* (1,2*106) 5,2* ,6*106) ,9* ,0* ,8* ,7* ,0* ,0* ,4* ,4* ,7* ,4* ,2* ,1* ,2* * ) Na podstawie materiałów archiwalnych KWK Rydułtowy-Anna. publicznej to jest w budynku szpitala, budynkach oświaty i administracji wystąpiły pojedyncze pęknięcia ścian, zarysowania tynków ścian, faset i stropów, pojedyncze pęknięcia nadproża i stropu, kwalifikujące uszkodzenia do III i II stopnia według skali GSI-GZW KW. Wystąpiły także drobne zarysowania tynków ścian na stykach płyt kartonowo-gipsowych, drobne zarysowania i pęknięcia tynków ścian, faset i stropów, zarysowanie posadzki kwalifikujące uszkodzenia do II stopnia według skali GSI-GZW KW, oraz powiększenia zaistniałych wcześniej uszkodzeń kwalifikujące uszkodzenia do I stopnia według skali GSI-GZW KW. W 10 budynkach mieszkalnych powstały pęknięcia ścian, tynków, faset, stropów i przewodów kominowych. Powyższe uszkodzenia można zakwalifikować do III i II stopnia według skali GSI-GZW KW. W 8 budynkach mieszkalnych powstały zarysowania tynków ścian, faset, podsufitek drewnianych i styków płyt kartonowo-gipsowych. Powyższe uszkodzenia można zakwalifikować do II stopnia według skali GSI-GZW KW. W pozostałych budynkach uszkodzeniom uległy jedynie elementy wyposażenia, przykładowo odpadniecie bojlera, uszkodzenia meblościanki lub komisja nie stwierdziła żadnych uszkodzeń. W budynkach objętych: Projektem obserwacji obiektów budowlanych w palnie ruchu na lata , posiadających I kategorię odporności statycznej 8 obiektów oraz najbardziej narażonych na wpływy wstrząsów górniczych 5 obiektów dokonano ich oględzin. Stwierdzono w jednym budynku I kategorii odporności powstanie spękań kominów ponad dachem kwalifikujące uszkodzenia do III sto pnia według skali GSI-GZW KW, w czterech budynkach stwierdzono zarysowania tynków ścian i stropów kwalifikujące uszkodzenia do II stopnia według skali GSI-GZW KW, a w ośmiu budynkach powiększenie istniejących uszkodzeń kwalifikujące uszkodzenia do I według skali GSI-GZW KW. Statystyczną analizę szkód górniczych przeprowadzono na liczbie 19 przypadków azymutów prostych łączących szkody górnicze (rys. 4). Szkody górnicze zlokalizowane są zasadniczo pomiędzy uskokami rydułtowskim III, a kolejowym od strony czoła nadchodzącej fali. W celu ustalenia kierunkowości szkód górniczych łączono dwie najbliższe szkody i określano azymuty tych prostych. W wyniku statystycznej analizy kierunkowości szkód górniczych utworzono diagram kierunkowy (rys. 5) Opis uszkodzeń po wstrząsie w dniu R. W dniu r. o godz wystąpił wysokoenergetyczny wstrząs o energii 8, J, 50 m za frontem dolnej części ściany w pokładzie 713/1-2. Epicentrum wstrząsu zlokalizowano w rejonie ulic bohaterów Warszawy i Plebiscytowej w Rydułtowych. W wyniku wstrząsu do kopalni Rydułtowy- Anna zgłoszone zostały uszkodzenia w budynkach z rejonu Rydułtowych i Radlina. Zgłoszone uszkodzenia wystąpiły w budynkach użyteczności publicznej, a także w budynkach mieszkalnych jednorodzinnych. Wpłynęło 7 zgłoszeń dotyczących budynków użyteczności publicznej oraz 63 zgłoszenia telefoniczne od mieszkańców, w tym 9 budynkach nie powstały żadne uszkodzenia wywołane wstrząsem natomiast wstrząs został odczuty. W dniach r. pracownicy sekcji szkód górniczych kopalni Rydułtowy-Anna dokonali wizji lokalnych w obiektach i budynkach, dla których dokonano zgłoszeń w związku z zarejestrowanym wstrząsem. W wyniku wizji lokalnych dokonanej przez specjalistów i inspektorów ds. szkód górniczych kopalni Rydułtowy-Anna stwierdzono, że wystąpiło zarysowanie tynków na sklepieniach naw bocznych, tynków stropów w bocznych ołtarzach, a także jedno zarysowanie w zworniku pomiędzy nawą główną a boczną

83 Nr 1 PRZEGLĄD GÓRNICZY 81 Rys. 4. Lokalizacja szkód górniczych po wstrząsie z dnia r. na tle lokalnej tektoniki (na podstawie mat. arch. KWK Rydułtowy-Anna ) Fig 4. Location of mine damages after the tremor from 21 April 2011 against the background of the local tectonics (on the basis of archival materials of Rydułtowy-Anna mine) GZW KW. W 38 budynkach mieszkalnych powstały uszkodzenia elementów wykończeniowych, tj. zarysowanie i drobne pęknięcia tynków wewnętrznych i zewnętrznych. Powyższe uszkodzenia można zakwalifikować do II i I stopnia według skali GSI-GZW KW. W 22 budynkach mieszkalnych powstały niewielkie powiększenia istniejących wcześniej uszkodzeń. Powyższe uszkodzenia można zakwalifikować do I stopnia według skali GSI-GZW KW. W pozostałych budynkach uszkodzeniom uległy jedynie elementy wyposażenia lub komisja nie stwierdziła żadnych uszkodzeń. Szkody górnicze zlokalizowane są w wię kszości pomiędzy uskokami rydułtowskim III a kolejowym od strony czoła nadchodzącej fali sejsmicznej. Statystyczną analizę szkód górniczych przeprowadzono na liczbie 25 przypadków azymutów prostych łączących szkody górnicze (rys. 6). W wyniku statystycznej analizy kierunkowości szkód górniczych utworzono diagram kierunkowy (rys. 7). 6. Podsumowanie Rys. 5. Diagram kierunkowy szkód górniczych po wysokoenergetycznym wstrząsie z r. w kopalni Rydyłtowy-Anna Fig. 5. Directional diagram of mine damages after a high-power tremor from 21 April 2011 in Rydułtowy-Anna mine kościoła św. Jerzego w Rydułtowych. W pozostałych budynkach użyteczności publicznej to jest w budynkach oświaty, w budynku kościoła Najświętszego Serca Maryi i cegielni wystąpiły pojedyncze odspojenia tynków, pęknięcia tynków i faset, kwalifikujące uszkodzenia do III i II stopnia według skali GSI-GZW KW, a także powiększenie istniejących uszkodzeń kwalifikujące uszkodzenia do I według skali GSI- GZW KW. W 2 budynkach mieszkalnych powstały pęknięcia ścian wewnętrznych i zewnętrznych. Powyższe uszkodzenia można zakwalifikować do III stopnia według skali GSI- W wyniku statystycznej analizy kierunkowości lokalnej tektoniki na obszarze kopalni Rydułtowy-Anna można stwierdzić, że dominującym kierunkiem uskoków jest kierunek zbliżony do równoleżnikowego. Analizując diagramy kierunkowe szkód górniczych można stwierdzić ich podobieństwo do diagramu kierunkowego azymutów lokalnej tektoniki kopalni Rydułtowy-Anna. Występuję odchylenie kierunkowe w granicach 10 stopni. W przypadku szkód górniczych po wstrząsie z dnia r. odchylenie nastąpiło w kierunku NWN-SES o 10 stopni w stosunku do dominującego kierunku tektoniki kopalni Rydułtowy-Anna. Dominujący kierunek szkód górniczych po wstrząsie z dnia roku ma natomiast odchylenie w kierunku W-S o 10 stopni w stosunku do dominującego kierunku tektoniki kopalni Rydułtowy- Anna. Być może ma to związek z mechanizmem wstrząsu. Generalnie można jednak stwierdzić, że kierunek azymutów prostych łączących dwie najbliżej siebie położone szkody gór-

84 82 Rys. 6. Lokalizacja szkód górniczych po wstrząsie z dnia r. na tle lokalnej tektoniki (na podstawie mat. arch. KWK Rydułtowy-Anna ) Fig. 6. Location of mine damages after the tremor from 7 June 2013 against the background of the local tectonics (on the basis of archival materials of Rydułtowy-Anna mine) Literatura Rys. 7. Diagram kierunkowy szkód górniczych po wysokoenergetycznym wstrząsie z dnia r. w kopalni Rydułtowy-Anna Fig. 7. Directional diagram of mine damages after a high-power tremor from 7 June 2013 in Rydułtowy-Anna mine nicze jest zbliżony do dominującego kierunku tektonicznego w kopalni Rydułtowy-Anna. Prawdopodobnie układanie się szkód górniczych po wysokoenergetycznych wstrząsach związane jest z lokalną tektoniką, co zostało potwierdzone w niniejszych statystycznych analizach. Wnioski wynikające z tych analiz, potwierdzone także na obszarze kopalni Piast (Pilecka, Szermer 2011), powinny być brane pod uwagę przy projektowaniu budynków i w planach zagospodarowania przestrzennego. 1. Dubiński J., Stec K., Lurka A.: Oddziaływanie wstrząsów sejsmicznych na powierzchnię w zależności od ich parametrów fizycznych. Wydawnictwo GIG, Katowice Idziak A.F., Teper L., Zuberek W.M.: Sejsmiczność a tektonika Górnośląskiego Zagłębia Węglowego. Wydaw. Uniwerytetu Śląskiego, Katowice Maciąg E.: Ocena wpływu wstrząsów górniczych na budynki, Kraków, PAN. Materiały Sympozjum Warsztaty 2000 nt. Zagrożenia naturalne w górnictwie Marcak H.: Wpływ wymuszenia sejsmicznego na odpowiedź wibracyjną obiektów, PAN. Materiały Sympozjum Warsztaty 2004 nt. Zagrożenia naturalne w górnictwie, 2004 s Majcherczyk T., Olechowski S.: Oddziaływanie wstrząsów wywołanych eksploatacją W KWK Rydułtowy-Anna na obiekty powierzchniowe według skali GSI-GZWKW-V. Bezpieczeństwo Pracy i Ochrona Środowiska w Górnictwie nr Materiały archiwalne KWK Rydułtowy-Anna. 7. Pilecka E., Piątkowska A., Stec K., Buła Z., Pilecki Z., Król M.: Związek lineamentów z sejsmicznością indukowaną na terenach górniczych Górnośląskiego Zagłębia Węglowego. Wyd. IGSMiE PAN, Kraków Pilecka E., Szermer-Zaucha R.: Analiza lokalnej tektoniki w powiązaniu z uszkodzeniami budynków wynikającymi z wystąpienia wysokoenergetycznego wstrząsu w dniu 9 lutego 2010 roku w KWK Piast. Prace Naukowe GIG nr4/2/2011, Stan-Kłeczek I.: Wykorzystanie metod statystycznych w badaniach wpływu spękań na anizotropię prędkości fal sejsmicznych. Katedra Geologii Stosowanej U. Śl. czytelnia.html Tatara T.: Odporność dynamiczna obiektów budowlanych w warunkach wstrząsów górniczych, Kraków, Wydawnictwo PK 2012.

85 Nr 1 PRZEGLĄD GÓRNICZY 83 UKD :622.83/.84:622.86/88 Charakterystyka i sejsmologiczne metody analizy aktywności sejsmicznej Górnośląskiego Zagłębia Węglowego Characteristics and seismologic methods of analysis of seismic activity in the Upper Silesian Coal Basin dr hab. inż. Krystyna Stec, prof. GIG* ) dr hab. inż. Adam Lurka, prof. GIG* ) Treść: Obserwacja aktywności sejsmicznej w Górnośląskim Zagłębiu Węglowym prowadzona jest przez Główny Instytut Górnictwa od lat pięćdziesiątych ubiegłego stulecia. W artykule przedstawiono rys historyczny rozwoju sieci sejsmologicznej oraz charakterystykę sejsmiczności zaistniałej w latach w oparciu o bank danych o wstrząsach prowadzony w Laboratorium Geofizyki Górniczej w Zakładzie Geologii i Geofizyki. Przedstawiono również opracowane przez zespół specjalistów GIG nowe rozwiązania aparaturowe oraz aktualne sposoby interpretacji wstrząsów górotworu, które prowadzą do znacznie lepszej oceny potencjalnego zagrożenia sejsmicznego. Należą do nich w szczególności analizy sekwencyjne (zmiany w czasie) parametrów źródła i współczynnika b. określenie parametrów mechanizmów ognisk wstrząsów, badanie zmian pola prędkości wyznaczanego metodą tomografii pasywnej oraz wyznaczanie maksymalnych prędkości drgań PPV. Wyniki przeprowadzonych analiz zachowania się wybranych parametrów sejsmiczności, pozwalają na sformułowanie tezy, że istnieją prekursory wzrostu zagrożenia sejsmicznego, co pozwala z kolei na optymalne zastosowanie optymalnej profilaktyki przeciwtąpaniowej. Abstract: Observations of seismic activity in the Upper Silesian Coal Basin are led by the Central Mining Institute since 1950s of the last century. This paper presents a historical outline of seismologic network development and the characteristics of seismicity between 1993 and 2012, on the basis of data bank for tremors kept in the Laboratory of Mining Geophysics of the Geology and Geophysics Plant. The paper also presents new technical solutions as well as current methods of interpretation of rock mass tremors which enable higher assessment of the potential of seismic hazard. The above-mentioned was developed by experts from CMI. The new developments mainly include sequential analyses (changes over time) of source parameters and b coefficient, determination of the parameters of tremor focus mechanism, research on the changes of velocity field indicated by passive tomography as well as the indication of maximum vibration velocity. The results of the analyses of the behaviour of the selected seismicity parameters allow to state that there are precursors of seismic activity hazard which, in turn, enables an optimal application of anti-tremor prevention. Słowa kluczowe: wstrząsy górotworu, parametry źródła, współczynnik b., mechanizm ogniska, tomografia pasywna Key words: rock mass tremor, source parameters, b coefficient, focus mechanism, passive tomography 1. Wprowadzenie Obserwacja aktywności sejsmicznej w Górnośląskim Zagłębiu Węglowym prowadzona jest przez Główny Instytut Górnictwa od lat pięćdziesiątych ubiegłego stulecia. W artykule przedstawiono rys historyczny rozwoju sieci sejsmologicznej oraz charakterystykę sejsmiczności zaistniałej w latach w oparciu o bank danych o wstrząsach prowadzony w Laboratorium Geofizyki Górniczej w Zakładzie Geologii i Geofizyki. Przedstawiono również opracowane przez zespół * ) Główny Instytut Górnictwa w Katowicach specjalistów GIG nowe rozwiązania aparaturowe oraz aktualne sposoby interpretacji wstrząsów górotworu, które prowadzą do znacznie lepszej oceny potencjalnego zagrożenia sejsmicznego. Należą do nich w szczególności analizy sekwencyjne (zmiany w czasie) parametrów źródła i współczynnika b, określenie parametrów mechanizmów ognisk wstrząsów, badanie zmian pola prędkości wyznaczanego metodą tomografii pasywnej oraz wyznaczenie maksymalnych prędkości drgań PPV. Wyniki przeprowadzonych analiz zachowania się wybranych parametrów sejsmiczności, pozwalają na sformułowanie tezy, że istnieją prekursory wzrostu zagrożenia sejsmicznego, co pozwala z kolei na optymalne zastosowanie optymalnej profilaktyki przeciwtąpaniowej.

86 84 2. Rys historyczny rozwoju górnośląskiej regionalnej sieci sejsmologicznej Prowadzona od ponad 200 lat eksploatacja górnicza w Górnośląskim Zagłębiu Węglowym (GZW) ze względu na uwarunkowania budowy geologiczno-litologicznej skutkuje występowaniem aktywności sejsmicznej. Najstarsze informacje o katastrofach górniczych spowodowanych zjawiskami sejsmicznymi na Górnym Śląsku można znaleźć w literaturze niemieckiej z początków wieku XX [18], natomiast pierwsza stacja sejsmiczna została założona w roku 1929 w Raciborzu. Zadaniem tej stacji oraz kolejnych stacji filialnych działających w latach w Bytomiu, Pyskowicach i Zabrzu była obserwacja sejsmiczności rejonów górniczych Górnego Śląska w odniesieniu do groźnych wypadków górniczych w kopalniach mających miejsce w tamtym okresie. Przerwa w obserwacji sejsmologicznej nastąpiła w okresie II wojny światowej, a ich wznowienie nastąpiło w roku 1947, kiedy to uruchomiono ponownie stację w Raciborzu. W latach dzięki staraniom Głównego Instytutu Górnictwa nastąpiła odbudowa stacji w Bytomiu i w Zabrzu. Stacje te wyposażone były w sejsmografy mechaniczne typu Mainka z rejestracją piórkiem na zaczernionym papierze. Rejestracja zjawisk sejsmicznych, oparta na tego typu sejsmografach, nie pozwalała na uzyskanie odpowiedniej dokładności w lokalizacji ich ognisk. Warto przypomnieć, że do końca lat 50. XX w. specjaliści nie byli pewni, czy największe katastrofy górnicze tąpania są związane z naturalnymi trzęsieniami Ziemi czy bezpośrednio z wstrząsami pochodzącymi od bieżącej eksploatacji górniczej. Dopiero systematyczne badania podjęte w Głównym Instytucie Górnictwa (GIG) po uruchomieniu kolejnych 4 stacji z aparaturą o wyższym standardzie technicznym (miernikami drgań były sejsmografy elektrodynamiczne SK-58 i SU-59 z rejestracją optyczno-galwanometryczną) w latach 60. pozwoliły na udokumentowanie, że sejsmiczność w obszarze Górnego Śląska jest ściśle związana z prowadzoną eksploatacją, a ogniska wstrząsów występują w otoczeniu prowadzonej eksploatacji a nie kilka kilometrów głębiej [19]. W konsekwencji tych obserwacji ukierunkowano dalszy rozwój sieci sejsmologicznej na uzyskiwanie danych umożliwiających określenie w kopalniach lokalnego stanu zagrożenia sejsmicznego. W 1965 uruchomiono 3 stacje w obrębie kopalni Miechowice i stworzono system regionalno-kopalniany dający początek rozwojowi kopalnianych stacji sejsmologicznych. W latach 70. miało miejsce systematyczne i bardzo szybkie zwiększanie się liczby stacji kopalnianych, maksymalnie do 43 w latach 80. Stacje te były zakładane we wszystkich kopalniach, w których występowało zagrożenie sejsmiczne. Równolegle z rozwojem sieci kopalnianych modernizowana była sieć regionalna, dla której przełomem był rok 1974, kiedy to założono Górnośląską Regionalną Sieć Sejsmologiczną (GRSS) wyposażoną w analogową aparaturę sejsmologiczną Racal Thermionic z rejestracją na taśmach magnetycznych [20]. Wszystkie stacje sieci regionalnej znajdujące się w kilku miejscach na obszarze GZW wyposażone były w elektromagnetyczne sejsmografy typu Willmore a MK-2 i wzmaczniaczo-modulatory. Sygnały odbierane przez sejsmometry przekazywane były drogą radiową do centralnej jednostki rejestrującej w GIG, gdzie prowadzona była ciągła rejestracja wstrząsów górotworu na magnetycznym rejestratorze (rys. 1). Pod koniec lat dziewięćdziesiątych analogowy system rejestracji Racal Thermionic został zastąpiony aparaturą sejmologiczną AS produkcji GIG z rejestracją cyfrową, z progowym wyzwalaniem wstrząsów, który w kolejnych latach zmodernizowano i nazwano systemem AS Rys. 1. Centrum rejestracji Górnośląskiej Regionalnej Sieci Sejsmologicznej w latach Fig. 1. Registration Center of the Upper Silesian Regional Seismologic Network between 1975 and SEJSGRAM. Modernizacja ta związana była z rozwojem techniki komputerowej wraz ze specjalistycznym oprogramowaniem [5]. W ciągu kolejnych lat, ze względu na otwieranie nowych pól eksploatacyjnych, dokonywano zmian w konfiguracji GRSS tak, aby wszystkie obszary charakteryzujące się występowaniem aktywności sejsmicznej objęte były monitoringiem aktywności sejsmicznej [12]. Od roku 2009 nastąpiła stopniowa wymiana stanowisk jednoskładowych rejestrujących amplitudy prędkości w kierunku Z na stanowiska trójskładowe (rejestracja amplitud prędkości w kierunkach XYZ) oraz zastąpienie radiowej transmisji danych łącznością modemową. Prace te realizowane były w ramach projektu aparaturowego finansowanego przez MNiSW (nr 401/E-263/S/2008-1) (Mutke i in. 2009). Aktualnie działająca GRSS składa się z 8 trójskładowych stanowisk aparatury SOS (System Obserwacji Sejsmologicznej produkcji GIG) rejestrujących prędkość drgań oraz 9 stanowisk szwajcarskiej aparatury GeoSig. W skład systemu GeoSig wchodzi 6 trójskładowych stanowisk rejestrujących prędkość drgań oraz 3 stanowiska rejestrujące przyspieszenia drgań. Sieć sejmologiczna działa w systemie monitoringu ciągłego, polegającego na automatycznej detekcji wstrząsów. Sygnały sejsmiczne odbierane ze stanowisk sejsmometrycznych rozmieszczonych na obszarze GZW przesyłane są do centrum rejestrującego znajdującego się w GIG. Rozmieszczenie działających w 2012 r. stanowisk sejsmometrycznych na tle mapy topograficznej GZW przedstawia rysunek 2. Rys. 2. Stanowiska sejsmiczne Górnośląskiej Regionalnej Sieci Sejsmologicznej w roku 2012 Fig. 2. Seismic positions of the Upper Silesian Regional Seismologic Network in 2012

87 Nr 1 PRZEGLĄD GÓRNICZY 85 Do akwizycji i analizy danych służy specjalistyczne oprogramowanie: w przypadku aparatury SOS program do rejestracji sejsmogramów SEJSGRAM i program do analizy danych MULTILOK a w przypadku aparatury GeoSig odpowiednio programy GEODAS-DAP i SEISAN. Zdjęcia obrazują wygląd stanowisk sejsmometrycznych (rys. 3) i centrum rejestracji w GIG (rys. 4). Bieżąca analiza każdego zarejestrowanego wstrząsu w oparciu o program SEJSGRAM i MULTILOK obejmuje kilka etapów. Przykład analizy sejsmogramu wysokoenergetycznego wstrząsu z dnia , godz o energii E = J przedstawiono rys 5 i 6. Z zarejestrowanego sejsmogramu wstrząsu (rys. 5) po filtracji zakłóceń w oparciu o współrzędne ogniska obliczono a) b) Rys. 3. Stanowiska sejsmiczne Górnośląskiej Regionalnej Sieci Sejsmologicznej a Stanowisko pomiarowe SOS, b Stanowisko pomiarowe aparatury GeoSig Fig. 3. Seismic positions of the Upper Silesian Regional Seismologic Network Rys. 4. Centrum rejestracji Górnośląskiej Regionalnej Sieci Sejsmologicznej Fig. 4. Registration Center of the Upper Silesian Regional Seismologic Network Rys. 5. Sejsmogramy wstrząsu z kopalni Piast z dnia r., godz. 3 12, energia E = J aparatura SOS Fig. 5. Seismograms of tremor from 20 October 2012, 3:12 o clock, E = J SOS apparatus

88 86 Rys. 6. Widmo przemieszczeniowe z zaznaczonym poziomem niskoczęstotliwościowym i częstotliwością narożną i parametry źródła wstrząsu z dnia r., godz. 3:12, E = J (fala P kolor czerwony; fala S kolor niebieski) Fig. 6. Displacement spectrum with the low-frequency level and exposure frequency and the parameters of focus of the tremor from 20 October 2012, 3:12 o clock, E = J (wave P red; wave S blue) energię sejsmiczną. Obliczone zostały również parametry źródła (rys. 6). W pierwszej kolejności sejsmogram będący zapisami prędkości drgań gruntu został poddany funkcji całkowania celem otrzymania zapisów przemieszczeń gruntu. Następnie wybrane odcinki sejsmogramu przemieszczeń, odpowiadające grupom fal P i S, poddano szybkiej transformacji Fouriera. Z spektrum przemieszczeniowego fal P i S zostały obliczone parametry spektralne takie jak niskoczęstotliwościowy poziom spektralny Ω 0 i częstotliwość narożna f 0, które posłużyły do obliczenia parametrów źródła i współczynników tłumienia. Otrzymane wartości parametrów źródła analizowanego wstrząsu wskazują na tektoniczny charakter tego zjawiska, którego przyczyną może być dążenie do wyrównania naprężeń na lokalnych zaburzeniach tektonicznych. Częstotliwość narożna była niska i wynosiła 4,9 Hz (fala P) i 3,8 Hz (fala S). Dla fali P moment sejsmiczny wynosił 1, Nm, promień ogniska 156 m, przesunięcie w ognisku wynosiło 1, m, spadek naprężeń, który oznacza różnicę między naprężeniem w ognisku przed wstrząsem i naprężeniem po wstrząsie był stosunkowo wysoki i wynosił odpowiednio 1, Pa. W roku 2010, w ramach realizacji projektu MNiSW o nr. 401/E-263/S/2008-1, została uruchomiona strona internetowa na której przedstawiane są wstrząsy Rys. 7. Epicentrum wstrząsu z dnia r., godz na tle mapy topograficznej ( Fig. 7. Epicenter of the tremor from 20 October 2012, 3:12 o clock, against the background of the topographic map ( o energii od 10 6 J (magnituda od 2,2). Na stronie można wybrać zakres czasowy wyświetlania danych o wstrząsach, które opisane są następującymi parametrami: data i czas wystąpienia, współrzędne geograficzne, magnituda (rys. 7). 3. Aktywność sejsmiczna górnośląskiego zagłębia węglowego w latach Obserwacja aktywności sejsmicznej indukowanej działalnością górniczą kopalń w Górnośląskim Zagłębiu Węglowym prowadzona jest przez Główny Instytut Górnictwa od lat 50. ubiegłego stulecia, początkowo w oparciu o kilka pojedynczych stanowisk sejsmicznych, a od roku 1974 na podstawie rejestracji Górnośląskiej Regionalnej Sieci Sejsmologicznej GIG. Archiwalne dane wykazują, że w latach zarejestrowanych zostało około 350 zjawisk sejsmicznych o energii E 10 6 J. Mimo niepełnego zbioru rejestrowanych wstrząsów, ze względu na niedoskonałość działającej wówczas sieci sejsmologicznej, o poziomie występującego zjawiska może jednak świadczyć liczba występujących wówczas tąpnięć i zawałów, których w tych latach było od kilkudziesięciu do nawet 400 rocznie. Modernizacja sieci, która nastąpiła w roku 1974 umożliwiła obniżenie dolnej granicy rejestracyjnej do energii E 10 5 J oraz zwiększenie dokładności lokalizacji ognisk wstrząsów. Od lat siedemdziesiątych opracowywany jest bank wstrząsów górotworu. Bank ten składa się z bazy cyfrowych sejsmogramów oraz z bazy parametrów sejsmologicznych. Parametry te obejmują datę i czas wystąpienia zjawiska, energię sejsmiczną, magnitudę, współrzędne epicentrum w układzie Suchej Góry, nazwę pokładu, wyrobiska i kopalni. Bank zawiera parametry sejsmologiczne ponad silnych wstrząsów o energii E 10 5 J. W latach siedemdziesiątych i osiemdziesiątych ubiegłego wieku w GZW poziom aktywności sejsmicznej był bardzo wysoki. Występowało od 2000 do blisko 4000 wstrząsów górotworu rocznie, wśród których kilkadziesiąt zjawisk charakteryzowało się energią sejsmiczną E 10 7 J. Natomiast w analizowanym okresie , w porównaniu do lat poprzednich, wystąpił znaczny spadek liczby zjawisk sejsmicznych [11]. W tym dwudziestoletnim okresie wystąpiły wstrząsy o energii E 10 5 J, wśród nich zjawisk o energii rzędu 10 5 J, a o energii 10 6 J 2661 wstrząsów. Wystąpiło 268 wstrząsów o energii 10 7 J i 22 o energii 10 8 J. W okresie tym 4 wstrząsy miały energię rzędu 10 9 J (tabl. 1 i rys. 8a f).

89 Nr 1 PRZEGLĄD GÓRNICZY 87 Tablica 1. Zestawienie energetyczno-ilościowe aktywności sejsmicznej w Górnośląskim Zagłębiu Węglowym w latach Table 1. Quantity and energy of seismic activity in the Upper Silesian Coal Basin between 1993 and 2012 Lata Liczba wstrząsów górotworu 105, J 106, J 107, J 108, J 109, J Razem Razem Z tablicy 1 i rysunku 8a wynika, że od początku lat 90. do roku 1997 liczba wstrząsów o energii powyżej 10 5 J wykazuje wyraźną tendencję zniżkową. W roku 1995 wystąpiło tylko 465 zjawisk, natomiast od roku 1998 widoczny jest wzrost ich liczby. W roku 2004 wystąpiło 1524 zjawisk czyli trzykrotnie więcej niż w połowie lat 90. jednak w kolejnym roku zaznaczył się wyraźny ich spadek wystąpiły tylko 973 wstrząsy. Kolejny wzrost liczby wstrząsów miał miejsce w roku 2005 (1451 wstrząsów), ale w latach widoczna jest znów tendencja spadkowa. W roku 2010 wystąpiło około o 1/3 więcej zjawisk w stosunku do roku Natomiast w kolejnych latach wystąpił znów stopniowy ich spadek, głównie w klasie energetycznej rzędu 10 5 J (rys. 8b), co wpłynęło na zmniejszenie ogólnej liczby wstrząsów. Zauważa się, że w ostatnich latach wzrosła liczba wstrząsów o najwyższej energii. Średnia liczba wstrząsów o energii rzędu 10 7 J na przestrzeni 20 lat wynosiła 13 (rys. 8d). W latach 2003 i 2006 było 28 i 26 zjawisk tego rzędu. W całym 20-letnim okresie występowały jeden 1ub dwa wstrząsy o energii rzędu 10 8 J z wyjątkiem lat 1993 i 2011, kiedy miały miejsce trzy zjawiska o tej energii (rys. 8e). W roku 1993 wystąpiły dwa wstrząsy o energii rzędu 10 9 J, a w latach 2007 i 2010 po jednym wstrząsie (rys. 8f). Ogniska wstrząsów nie występowały jednolicie na całym obszarze GZW ale w rejonach należących do różnych jednostek strukturalnych o głębokim zaleganiu pokładów węgla Rys. 8. Zestawienie wstrząsów górotworu w GZW w latach Fig. 8. Tremors of rock mass in the Upper Silesian Coal Basin between 2003 and 2012

90 88 otoczonych kompleksami piaskowcowymi o wysokich parametrach wytrzymałościowych oraz silnie rozwiniętą tektoniką. Jednostkami tymi są: niecka bytomska, siodło główne, niecka kazimierzowska, niecka główna, niecka jejkowicka. Epicentra wstrząsów na tle obszarów górniczych kopalń i zarysu miast przedstawione są na rysunku 9. Dla wydzielonych rejonów zestawiono liczbę wstrząsów (rys. 10), energię sumaryczną (rys. 11) i energię średnią (rys. 12). Największa liczba wstrząsów wynosząca 58 % wystąpiła w siodle głównym. Energia sumaryczna wyzwolona przez te wstrząsy stanowiła 54 % a energia średnia 19 %. Niecka bytomska charakteryzowała się 11 % udziałem ilości wstrząsów, które wykazały 23 % energii sumarycznej. Wstrząsy te charakteryzowały się najwyższą energią średnią wynoszącą ponad 42 %. W ogólnym zestawieniu oznacza to, że rejon niecki bytomskiej był rejonem o najwyższym zagrożeniu sejsmicznym, gdyż występujące wstrząsy miały zdecydowanie wyższą energię średnią niż w pozostałych rejonach. Duża ilość wstrząsów wystąpiła w okresie w niecce jejkowickiej (18 %), ale o stosunkowo małej energii sumarycznej (12 %) i energii średniej (14 %). Niecka główna charakteryzowała się wysoką energią średnią stanowiącą 19 %, ale stosunkowo małą liczbą wstrząsów 12 %. W rejonie niecki kazimierzowskiej ze względu na zmniejszenie wydobycia węgla (zamykanie kopalń) aktywność sejsmiczna była na bardzo niskim poziomie. Rys. 9. Epicentra wstrząsów z lat na tle obszarów górniczych w GZW Fig. 9. Epicenters of tremors from the period between 1993 and 2012 against the background of mining areas in the Upper Silesian Coal Basin Rys. 10. Rozkład liczby wstrząsów górotworu w poszczególnych rejonach GZW w latach Fig. 10. Distribution of rock mass tremors in particular regions of the Upper Silesian Coal Basin between 1993 and 2012 Rys. 11. Rozkład energii sumarycznej wstrząsów górotworu w poszczególnych rejonach GZW w latach Fig. 11. Distribution of total energy of rock mass tremors in particular regions of the Upper Silesian Coal Basin between 1993 and 2012 Rys. 12. Rozkład energii średniej wstrząsów górotworu w poszczególnych rejonach GZW w latach Fig. 12. Distribution of median energy of rock mass tremors in particular regions of the Upper Silesian Coal Basin between 1993 and 2012 W celu pełniejszego opisu zmian aktywności sejsmicznej w GZW poniżej przedstawiono jej charakterystykę w odniesieniu do charakterystyki budowy geologicznej górotworu karbońskiego [14]. Najaktywniejszym sejsmicznie był rejon uskoku kłodnickiego w siodle głównym. Aktywność sejsmiczna tego rejonu związana była głównie z eksploatacją prowadzoną w warstwach siodłowych i rudzkich. Najwyższa energia sumaryczna i energia średnia wstrząsów oraz wstrząsy o najwyższej energii rzędu 10 8 i 10 9 J występowały podczas eksploatacji pokładów 502, 510 i 418. Najsilniejsze wstrząsy o energii powyżej 10 9 J występowały w osi niecki bytomskiej.

91 Nr 1 PRZEGLĄD GÓRNICZY 89 W niecce głównej aktywność sejsmiczna związana była z eksploatacją pokładów warstw łaziskich, w których najaktywniejszymi sejsmicznie były pokłady 207 i 209. Najsilniejszy wstrząs o energii J wystąpił w kopalni Piast w czasie eksploatacji w pokładzie 207. W niecce jejkowickiej powstanie największej liczby wstrząsów spowodowała eksploatacja w pokładach warstw jaklowickich, głównie pokładu 703 i 713. Analiza budowy litologicznej górotworu wykazała, że górotwór ze względu na charakterystykę warstw piaskowcowych ze względu na zdolność do indukowania wstrząsów sejsmicznych można podzielić na trzy typy. Górotwór typu I występuje w kopalniach eksploatujących obszar niecki bytomskiej oraz południowym skłonie siodła głównego. Charakteryzuje się naprzemianległymi ławicami piaskowców gruboziarnistych, średnioziarnistych i drobnoziarnistych, wśród których występują pokłady węgla oraz iłowce i mułowce. Aktywność sejsmiczna tego typu górotworu występowała podczas eksploatacji prowadzonej w warstwach siodłowych, rudzkich i porębskich. Jako potencjalne warstwy wstrząsogenne są to warstwy piaskowców o miąższościach od 10 do 30 m i wytrzymałości na jednoosiowe ściskanie od 48 do 92 MPa. Górotwór typu II występuje w niecce głównej. Warstwy piaskowcowe w tym rejonie GZW charakteryzują się dużą miąższością w zakresie m, ale bardzo niską wytrzymałością na jednoosiowe ściskanie w granicach MPa (średnio 20 MPa) jak dla tego typu utworów, co wskazuje, że utwory te nie są zdolne do wydzielania bardzo wysokoenergetycznych wstrząsów. Jednak wysokoenergetyczne wstrząsy o energii powyżej 10 6 J występowały głównie podczas eksploatacji warstw łaziskich. W tym rejonie pomimo występowania wysokoenergetycznych wstrząsów o energii rzędu J, zagrożenie tąpaniami poszczególnych pokładów nie jest duże. Ogniska tych wstrząsów według analizy ekspertów ds. tąpań położone są wysoko nad eksploatowanymi pokładami, głównie w pobliżu występujących struktur tektonicznych. Górotwór typu III określono dla eksploatacji prowadzonej w niecce jejkowickiej, gdzie zasadnicze znaczenie dla poziomu aktywności sejsmicznej ma obecność warstw piaskowcowych o dużej miąższości i wytrzymałości na jednoosiowe ściskanie (średnio 75 MPa), zalegających w dużych odległościach wynoszących od 200 do 300 m od prowadzonej eksploatacji. Sumowanie się wpływów wielopokładowej eksploatacji poniżej tych warstw powoduje ich załamywanie się i generowanie wysokoenergetycznych wstrząsów o energii rzędu 10 7, 10 8 J. Zjawiska te nie powodują bezpośredniego zagrożenia eksploatowanych pokładów, ale mocno są odczuwane na powierzchni. Wyniki te są niezwykle przydatne dla prognozy aktywności sejsmicznej wykonywanej dla oceny zagrożenia sejsmicznego, związanego z projektowaniem przyszłej eksploatacji górniczej. Prognozę taką należy wykonywać w zależności od typu górotworu i okresu planowanej eksploatacji dwoma metodami. Dla górotworu typu I można stosować zależności empiryczne oparte na analizie warunków geologiczno-górniczych i czaso-przestrzennym projekcie eksploatacji. W przypadku górotworu typu II i III na podstawie analizy danych z przeszłości, przy wykorzystaniu rozkładów probabilistycznych, można obliczyć statystyczne wskaźniki pozwalające na ocenę zagrożenia sejsmicznego w danym rejonie. Archiwizowana w GIG baza parametrów sejsmologicznych, jak i sejsmogramów wstrząsów jest podstawą licznych badań w zakresie działalności statutowej GIG, projektów badawczych własnych, celowych i zamawianych oraz współpracy z jednostkami naukowymi krajowymi i zagranicznymi. Do podstawowych badań i analiz, które oparte są na sejsmogramach wstrząsów górniczych rejestrowanych przez GRSS, należy zaliczyć: uzyskanie danych do badań podstawowych nad przyczyną powstawania wstrząsów (badanie mechanizmu ognisk wstrząsów, określenie fizycznych parametrów ognisk wstrząsów, charakterystyka i przebieg radiacji sejsmicznej, wyznaczenie funkcji tłumienia, określenie modelu sejsmogeologicznego GZW), kontrola sejsmiczności w GZW (rola nadrzędna w stosunku do sieci kopalnianych), obserwacja sejsmiczności kopalń nieposiadających własnych sieci sejsmicznych, analiza danych w celu statystycznej prognozy sejsmiczności, doskonalenie sejsmologicznych kryteriów oceny stanu zagrożenia tąpaniami, analiza ryzyka sejsmicznego dla infrastruktury powierzchniowej, badanie obciążeń dynamicznych na wyrobiska podziemne, monitorowanie zagrożenia sejsmicznego w obszarze Górnego Śląska, bezpieczne projektowanie zabudowy na terenach sejsmicznych, prowadzenie banku danych o sejsmiczności Górnego Śląska (kontynuacja bazy z lat poprzednich), edukacja młodzieży szkolnej w zakresie sejsmiczności indukowanej. 4. Metody analizy aktywności sejsmicznej Rozwój metod interpretacyjnych w metodzie sejsmologii górniczej w ostatnim 20-leciu związany był z wprowadzeniem cyfrowej rejestracji zjawisk oraz powstaniem specjalistycznych programów interpretacyjnych. W tym okresie w GIG realizowane były rozwiązania projektowe, techniczne i metodyczne związane z opracowaniem i wdrożeniem do kopalń podziemnych nowoczesnych sieci sejsmologicznych. Opracowany i wyprodukowany System Obserwacji Sejsmologicznych SOS działa w kilkunastu kopalniach. W systemie SOS do rejestracji wstrząsów stosowane są mobilne sondy DLM2001 zbudowane w oparciu o geofony jedno lub trójskładowe o obniżonej elektronicznie dolnej częstotliwości rejestracji wynoszącej 1 Hz oraz z wbudowanym układem nadajnika transmisji prądowej [5]. System SOS jest szczególnie przydatny w rejonach o skoncentrowanej eksploatacji, gdzie nie jest możliwe budowanie odpowiedniej liczby komór do zamontowania sejsmometrów SPI-70. Nowoczesna aparatura pomiarowa o odpowiedniej dynamice wraz z odpowiednim oprogramowaniem do analizy wstrząsów stworzyła możliwości wdrożenia nowych metod interpretacyjnych do standardowo prowadzonych analiz w kopalnianych sieciach sejsmologicznych. Metody m.in. takie jak obliczanie parametrów źródła, parametrów mechanizmu ognisk i tomografia pasywna miały na celu doskonalenie oceny stanu zagrożenia tąpaniami, a przez to poprawę bezpieczeństwa w kopalniach. W latach na podstawie prowadzonych statutowych prac badawczych [10] zostały zweryfikowane stosowane od kilkunastu lat w kopalniach sejsmologiczne kryteria oceny stanu zagrożenia tąpaniami, które zawarte zostały w załączniku nr 2 pt.: Metoda sejsmologii górniczej oceny stanu zagrożenia sejsmicznego i tąpaniami do Instrukcji GIG nr 22 pt.: Zasady stosowania metody kompleksowej i metod szczegółowych oceny stanu zagrożenia tąpaniami w kopalniach węgla kamiennego. Wymieniona Instrukcja stosowana jest już w kopalniach w oparciu o rejestracje prowadzone przez zmodernizowane przez te kopalnie stacje sejsmologiczne ze względu na występujące wysokie zagrożenie tąpaniami.

92 Podstawowe parametry sejsmologiczne do oceny stanu zagrożenia sejsmicznego Ocena zagrożenia sejsmicznego zgodnie z wymienioną powyżej Instrukcją (Barański in. 2012) opiera się na interpretacji sejsmogramów, w wyniku której otrzymuje się następujące parametry: współrzędne ogniska (X, Y, Z), energia sejsmiczna, parametry źródła (skalarny moment sejsmiczny, indeks energii), wydatek energii sejsmicznej na 5 m postępu ściany eksploatacyjnej, współczynnika b z relacji Gutenberga-Richtera w przesuwającym się oknie czasowym. W aktualnie stosowanym oprogramowaniu do lokalizacji ognisk wstrząsów w oparciu o algorytmy optymalizacji (Simplex, Powella, Davidona-Fletchera-Powella) istnieje możliwość zastosowania kilku metod: metoda różnic czasów pierwszych wejść fali P lub innych fal sejsmicznych na różne stanowiska pomiarowe, metoda oparta na różnicy czasów przyjścia na daną stację dwóch różnych rodzajów fal (najczęściej S-P), metoda azymutalna (kierunkowa), metoda analizy polaryzacji fal. Energię sejsmiczną oblicza się z sejsmogramów w oparciu o numeryczne całkowanie po czasie kwadratu prędkości drgań z fal bezpośrednich (fala podłużna P i fala poprzeczna S). Zależność między energią sejsmiczną określonej grupy falowej a jej parametrami określanymi z sejsmogramu można zapisać w domenie czasu następująco [10] gdzie: K S,P v(t) t 1 i t 2 (1) funkcja prędkości propagacji fali S lub P; gęstości ośrodka, odległości rejestracji, własności tłumiących górotworu; prędkość drgań cząstek górotworu, m/s; odpowiednio czas początku i końca drgań dla grupy fal P i S. Zagrożenie sejsmiczne w obszarze ściany eksploatacyjnej można określać w oparciu o badanie trendu zmian średniej wartości skalarnego momentu sejsmicznego M 0 w przesuwających się oknach czasowych. Skalarny moment sejsmiczny M 0, wyznaczany jest niezależnie od energii sejsmicznej. Jest definiowany dla płaskiego zastępczego źródła jako [10] M 0 = μ A (2) gdzie: M 0 skalarny moment sejsmiczny, Nm; μ moduł sztywności postaciowej, średnie przemieszczenie na płaszczyźnie rozrywu, A kołowa powierzchnia rozrywu. Skalarny moment sejsmiczny jest podstawowym parametrem niezbędnym do wyznaczania innych informatywnych parametrów źródła, takich jak spadek naprężeń, naprężenia pozorne oraz indeks energii. Obliczenia tego parametru wykonuje się w domenie częstotliwościowej, wyznaczając tzw. poziom niskoczęstotliwościowej części widma przemieszczenia w dalekim polu dla fal P i S. Związek skalarnego momentu sejsmicznego z widmem przemieszczenia w polu dalekim jest następujący (3) gdzie: M 0 skalarny moment sejsmiczny, Nm; Ω 0 wartość niskoczęstotliwościowej, stałej części w widmie przemieszczenia w polu dalekim, m s; R odległość hipocentralna, m; β prędkość propagacji fali poprzecznej S, m/s; ρ gęstość objętościowa, kg/m 3 ; F s funkcja uwzględniająca kierunkowy charakter emisji fal objętościowych ze źródła. Parametrem związanym z parametrami źródła, jest indeks energii, EI wyraża stosunek energii sejsmicznej określonego wstrząsu do średniej energii uwalnianej w badanym obszarze przez wstrząsy o takich samych momentach sejsmicznych. Ponieważ wyzwalana energia jest tym większa, im wyższe jest pole naprężeń (przy takim samym spadku naprężeń i niezmiennym momencie sejsmicznym), to EI oznacza, że ogniska wstrząsów o dużych wartościach tego parametru, tworzą się w strefie o wyższych naprężeniach wyjściowych (czyli w strefie podwyższonej skłonności górotworu do tworzenia się silnych wstrząsów). Parametr EI wyraża się [10] gdzie: c, d stałe dla danego obszaru; M 0 skalarny moment sejsmiczny. Jeżeli EI >1, to otrzymujemy informację, że naprężenia w obszarze ogniskowym są większe niż średnie dla analizowanego obszaru. Rozkład Gutenberga-Richtera opisuje charakterystykę energetyczno-ilościową obserwowanych w danym rejonie wstrząsów, z których buduje się krzywe powtarzalności. Krzywe te wyrażają zależność między liczbą wstrząsów a ich magnitudą lub energią sejsmiczną, według wzoru podanego przez Gutenberga i Richtera: log N = a bm log N = a blog E (6) S gdzie: N liczba wstrząsów o magnitudzie w danym przedziale (M ±ΔM/2); E S energia sejsmiczna, a, b stałe. Stała a zależy między innymi od maksymalnej magnitudy lub energii sejsmicznej w grupie badanych wstrząsów oraz od stałej b i charakteryzuje poziom sejsmiczności w danym rejonie. Współczynnik b tego rozkładu określa stosunek silnych do słabych zjawisk w badanym zbiorze. Niskie wartości współczynnika b informują, że w badanym zbiorze dominują wstrząsy silne. W ocenie zagrożenia sejsmicznego i tąpaniami realne zagrożenie stanowią wstrząsy silne, których ogniska lokalizowane są blisko wyrobisk eksploatacyjnych. Badanie wartości współczynnika b w zbiorze wstrząsów z obszaru ściany eksploatacyjnej, pozwala ocenić przygotowanie górotworu do indukowania wstrząsów niebezpiecznych dla stateczności wyrobisk górniczych i bezpieczeństwa załogi. Współczynnik b może być wskaźnikiem stanu naprężeń, ponieważ współczynnik ten maleje, gdy rosną naprężenia. Do oceny zagrożenia można wykorzystać analizę trendu współczynnika b z relacji Gutenberga-Richtera, wyznaczanego w oknie czasowym o długości okna czasowego dobranej indywidualnie w poszczególnych kopalniach [10] Metoda wyznaczenia maksymalnych amplitud prędkości drgań cząstek górotworu (PPV) Jednym z podstawowych kryteriów stateczności podziemnych wyrobisk górniczych pod wpływem obciążeń dynamicz- (4)

93 Nr 1 PRZEGLĄD GÓRNICZY 91 nych wywołanych wstrząsami górniczymi jest wartość pikowej amplitudy prędkości drgań cząstek górotworu (PPV) oddziałującej na te wyrobiska [6]. Obciążenia te można określić na podstawie pomiaru prędkości drgań cząsteczek górotworu PPV ze względu na to, że wartość PPV ma pośredni związek z dynamicznymi naprężeniami w masywie skalnym. W celu oszacowania zmian naprężeń wokół wyrobisk górniczych pod wpływem wstrząsów górotworu zostały wykonane pomiary PPV na kilku poligonach przy zastosowaniu specjalistycznych sond geofonowych. Obliczona dla tych samych wstrząsów wartość skalarnego momentu sejsmicznego M 0, wyrażającego siłę wstrząsu, pozwoliły na uzyskanie empirycznej zależności między parametrami PPV R i M 0 (Mutke 2007) log (PPV R) = 0,66 log (M 0 ) 7,4; dla r k2 = 0,6 (7) gdzie: PPV amplitudy prędkości drgań cząstek górotworu, m/s; M 0 skalarny moment sejsmiczny, Nm; R odległość od wstrząsu do stanowiska pomiarowego, m; 2 r k kwadrat współczynnika korelacji. W oparciu o wzór (7) znając z bezpośrednich pomiarów wartość PPV można prognozować prędkość drgań PPV w polu falowym bliskim i pośrednim, w odległości do 500 m od ogniska wstrząsu. Ponieważ dla większości obszarów eksploatacyjnych popełniany jest statystyczny błąd lokalizacji wstrząsów przekraczający 30 m, stosowanie metody w praktyce przemysłowej wymaga innego, bardziej dokładnego, podejścia wyznaczania wartości ilościowej parametru PPV. W efekcie zaproponowano metodę bezpośredniego pomiaru parametru PPV w otoczeniu wyrobisk eksploatacyjnych. Wartości amplitud prędkości drgań PPV z sond pomiarowych, po skorygowaniu przez funkcję wagową, są wykreślane na bieżąco po każdym wstrząsie i porównywane z ustalonymi wartościami kryterialnymi PPV W. Wartości kryterialne zwagowanego parametru PPV W, dla poszczególnych poziomów oceny potencjalnego zagrożenia stateczności wyrobiska, są następujące [7]: a brak zagrożenia: PPV W 0,05 m/s, b słabe zagrożenie: 0,05 < PPV W 0,2 m/s, c średnie zagrożenie: 0,2 < PPV W 0,4 m/s, d wysokie zagrożenie: PPV W > 0,4 m/s. W metodzie PPV bardzo istotny jest pomiar drgań. Miernikami drgań są sondy jednoskładowe typu DLMPPV oraz trójskładowe typu DLMPPV3D opisane szczegółowo w literaturze [8], które umożliwiają określenie parametrów prędkości drgań PPV do 1 m/s w zakresie częstotliwości Hz, co zapewnia nieprzesterowany zapis wstrząsów górniczych o energiach sejsmicznych do 10 9 J, nawet w obszarze bliskiego pola falowego. Zastosowanie sondy typu DLMPPV oraz typu DLMPPV3D do monitorowania wstrząsów wpływa na dokładniejszą lokalizację zjawisk sejsmicznych na wybiegu ściany i w jej otoczeniu oraz na ciągłą obserwację i określanie rzeczywistych wartości pikowych amplitud prędkości drgań PPV na ociosach wyrobiska górniczego Mechanizm ognisk wstrząsów Przeprowadzone na początku lat 90. XX w. badania dotyczące mechanizmu ognisk wstrząsów metodą inwersji tensora momentu sejsmicznego wykazały, że parametry charakterryzujące ognisko wstrząsu są wielkościami, które dobrze charakteryzują procesy geomechaniczne zachodzące w ognisku wstrząsu. Podstawy teoretyczne metody były przedmiotem wielu publikacji zagranicznych, jak i polskich. Tensor momentu sejsmicznego można rozłożyć na część izotropową (opisującą zmiany objętości w źródle) oraz część dewiatorową, która jest złożeniem podwójnej pary sił i skompensowanego liniowo dipola wektorowego. Dekompozycja ta jest najczęściej przyjmowanym opisem źródła sejsmicznego. Graficzny obraz modelu powstawania pęknięcia skał i odpowiadający model mechanizmu ogniska dla poszczególnych składowych tensora momentu sejsmicznego przedstawia rysunek 13. W przypadku dominacji składowej ścinania określa się orientację przestrzenną płaszczyzny ogniskowej, na której ma miejsce proces niszczenia, to jest jej azymut i upad oraz kierunek i zwrot przemieszczenia na tej płaszczyźnie. Uzyskuje się również dane o azymucie i zanurzeniu osi naprężeń kompresyjnych P i tensyjnych T. W prowadzonych w GIG badaniach do obliczeń tensora momentu sejsmicznego wykorzystywane były specjalistyczne programy: do roku 2008 program SMT [17] a następnie od roku 2009 program Foci [3]. Programy te umożliwiły uzyskiwanie trzech modeli ogniska wstrząsu, opisanych przez trzy rodzaje tensora momentu sejsmicznego: tensor ogólny składający się ze składowej izotropowej ISO, która opisuje zmiany objętości w ognisku (eksplozja /+/ lub implozja / /), składowej CLVD odpowiadającej jednoosiowemu ściskaniu / / lub rozciąganiu /+/ oraz składowej ścinającej DBCP opisywanej przez podwójną parę sił, tensor dewiatoryczny, związany ze zmianą postaci bez zmiany objętości, ma dwie składowe, tj. CLVD i DBCP, tensor czystego ścinania ma tylko składową DBCP. Rys. 13. Korelacja między modelem powstawania pęknięcia w ośrodku skalnym a) a projekcją stereograficzną rozchodzenia się fal sejsmicznych na półkuli ogniskowej b) Fig. 13. Correlation between the model of cracking in the rock mass (a) and the stereographic projection of seismic waves propagation in the focal hemisphere (b)

94 92 Wyniki badań mechanizmu ognisk dużego zbioru wstrząsów o różnej energii sejsmicznej (kilkaset wstrząsów), ogólnie scharakteryzowanych w dalszej treści rozdziału, można odnieść do dwóch obszarów badawczych oddziaływanie wstrząsów górniczych: na wyrobiska podziemne, na powierzchniową infrastrukturę budowlaną. Pierwszy obszar obejmuje wykorzystanie parametrów mechanizmu ognisk do określenia typów zjawisk sejsmicznych w celu ustalenia genezy tych zjawisk, a także do oceny stanu zagrożenia sejsmicznego i powiązanego z nim zagrożenia tąpaniami. Można podzielić go na cztery grupy tematyczne: udowodnienie istnienia zjawiska modalności sejsmiczności górniczej wydzielenie różniących się typów genetycznych wstrząsów sejsmicznych, określenie przyczyn i genezy zaistniałych tąpnięć, badanie lokalnego pola naprężeń, charakterystyka dynamicznego oddziaływania wstrząsów górniczych na wyrobiska podziemne. Drugi obszar badawczy dotyczy określenia, jak mechanizm ogniska wstrząsu górniczego, determinujący kierunkowość radiacji sejsmicznej, może wpływać na rozkład intensywności drgań mających wpływ na powierzchniową infrastrukturę budowlaną. Występowanie wstrząsów górniczych zależy od wielu czynników geologiczno-górniczych (budowa tektoniczna rejonu, położenie frontu ścianowego, istniejące zaszłości eksploatacyjne), których wzajemna korelacja ma decydujący wpływ na powstawanie wstrząsów o różnym mechanizmie ognisk [13, 15]. Wstrząsy sejsmiczne podzielono ogólnie na trzy grupy: stropowe, pokładowe i regionalne. Określenie przyczyn występowania danego typu wstrząsów ma podstawowe znaczenie dla oceny zagrożenia sejsmicznego w danym rejonie, ponieważ poznanie procesów pękania w źródle jest niezbędne do opracowywania technik prognozowania, zwalczania i przeciwdziałania zjawiskom dynamicznym. Wstrząsy tzw. pokładowe o mechaniźmie eksplozyjnym wymagają innej profilaktyki niż wstrząsy stropowe, w których dominują siły ścinania, a ogniska lokalizują się poza pokładem. Wykazano również, że wysokoenergetyczne wstrząsy (energia sejsmiczna J) o charakterze regionalnym, zależą od występowania naprężeń rezydualnych w głębokich strukturach GZW i z reguły nie wpływają na wzrost zagrożenia w bezpośrednim sąsiedztwie wyrobisk górniczych. W przypadku analizy wstrząsów powodujących tąpnięcia stwierdzono, że opracowanie mechanizmów ognisk wstrząsów poprzedzających tąpnięcie (foreshocks) oraz wstrząsu, który go wywołał, pozwala na bardziej obiektywną ocenę przebiegu zdarzeń, które doprowadziły do wystąpienia tąpnięcia w danym rejonie. Tego typu informacje są również bardzo przydatne dla prawidłowej interpretacji wyników dotyczących określenia przyczyn zaistniałych tąpnięć oraz podejmowania decyzji o ponownym wznowieniu eksploatacji górniczej, która powinna zachować wszelkie warunki bezpieczeństwa. Na podstawie parametrów mechanizmu ognisk wstrząsów można określić względne wartości naprężeń [16]. Metoda ta jest szczególnie cenna ze względu na informację użyteczną dla celów prognostycznych i oceny zagrożenia sejsmicznego w kopalniach, gdzie eksploatacji towarzyszy wyraźna sejsmiczność górotworu. Na podstawie parametrów opisujących stan naprężeń w danym rejonie można określić skłonność górotworu do generowania wstrząsów, ponieważ większe wartości naprężenia ścinającego charakteryzują górotwór o wyższej wytrzymałości. Aktualnie ani na nauka ani praktyka nie dysponuje innymi technikami bezpośredniej i równie szybkiej oceny parametrów pola naprężeń, a szczególnie obserwacji jego zmian w czasie wybierania aktywnej sejsmicznie partii górotworu. Metoda analizy numerycznej wykorzystująca przestrzenne położenie płaszczyzny pękania w ognisku przy szacowaniu obciążeń dynamicznych na wyrobiska górnicze, pozwala na zrozumienie różnic występujących w dynamice drgań w różnych fragmentach górotworu. Wyniki tych badań mogą przyczynić się do pełniejszego wykorzystania metody sejsmologicznej w ocenie zagrożenia tąpaniami, ze względu na uzyskanie dodatkowej informacji, przydatnej dla określenia stateczności wyrobiska górniczego poddanego dynamicznym oddziaływaniom przez wstrząsy górotworu. Badania wpływu parametrów mechanizmu ognisk wstrząsów determinujących charakterystykę kierunkową radiacji sejsmicznej, które polegały na korelacji rozkładu radiacji wyznaczonej w oparciu o parametry płaszczyzny pękania w ognisku z rozkładem amplitud przyspieszeń drgań gruntu na powierzchni (zredukowanych o współczynnik amplifikacji drgań) określonym z rejestracji na sejsmometrycznych stanowiskach powierzchniowych wykazały, że ocena i prognoza wpływu drgań gruntu na powierzchnię w oparciu o ogólne zależności uwzględniające energię sejsmiczną, odległość epicentralną oraz amplifikację drań przez przypowierzchniową warstwę podłoża gruntowego, powinna uwzględniać także kierunkowość radiacji ogniska wstrząsu (źródła sejsmicznego). Uzyskane rozwiązania w tym zakresie mają nie tylko znaczenie poznawcze, ale także praktyczne, gdyż ze względu na wysoką sejsmiczność indukowaną działalnością górniczą niezwykle istotnym problemem jest bardziej dokładna charakterystyka tych oddziaływań. Stanowi ona bowiem ważny element zarówno ochrony środowiska, jak i kształtowania partnerskiego układu między górnictwem a lokalnymi społecznościami, szczególnie w aspekcie akceptacji działalności górniczej Metoda tomografii pasywnej Metoda tomografii pasywnej opracowana w Laboratorium Geofizyki Górniczej GIG jest nowym i bardzo efektywnym narzędziem do badania właściwości mechanicznych masywu skalnego i oceny zagrożenia sejsmicznego przy użyciu rejestracji z lokalnych kopalnianych sieci sejsmologicznych [4]. Jak wykazały badania zmiany pola prędkości fali sejsmicznej korelują się między innymi ze zmianami stanu zagrożenia sejsmicznego oraz z poziomem spękań masywu skalnego. Oprogramowanie komputerowe metody tomografii pasywnej wykorzystuje w procedurze obliczeniowej optymalizacyjne algorytmy ewolucyjne oraz Levenberga-Marquardta z użyciem regularyzacji. Takie podejście poprawia stabilność uzyskiwanych rozwiązań i pozwala na wdrażanie tej metody w polskich kopalniach rud miedzi i węgla kamiennego. Metoda tomografii pasywnej jest jedyną sejsmiczną metodą pozwalającą na bezinwazyjne prześwietlanie górotworu w kopalniach głębinowych na dużych obszarach obejmujących kilka ścian eksploatacyjnych. W metodzie tomografii pasywnej wykorzystuje się potwierdzoną laboratoryjnie zależność, że zmienność pola odkształceń i naprężeń w czasie powoduje również zmienność pola prędkości fal sejsmicznych. Ta przesłanka pozwala na wykorzystanie tomografii pasywnej do wyznaczania obszarów zagrożonych sejsmicznie w określonym czasie rozwoju eksploatacji. Z tego względu obrazy pola prędkości wykonywane cyklicznie umożliwiają śledzenie zmian pola naprężeń w górotworze. Wyniki obliczeń metodą tomografii pasywnej mogą służyć do wyznaczania i śledzenia zmian w większych obszarowo strefach zagrożenia sejsmicznego. Informacja taka pozwala na bezpieczniejsze planowanie eksploatacji oraz wskazuje miejsca, gdzie należy zastosować profilaktykę tąpaniową. Tomografia pasywna pozwala w rzeczywistych warunkach geologiczno-górniczych

95 Nr 1 PRZEGLĄD GÓRNICZY 93 śledzić całościowo stan górotworu w miejscach oddalonych od pokładu (niedostępnych innymi metodami). W przypadku dysponowania siecią sejsmologiczną o geometrii przestrzennej, możliwe jest wykonywanie obrazów pola prędkości w wymiarze przestrzennym 3D. Taki obraz daje pełniejsze rozpoznanie oraz ocenę zagrożenia sejsmicznego, niż obraz w płaszczyźnie poziomej. 5. Podsumowanie Poziom aktywności sejsmicznej w Górnośląskim Zagłębiu Węglowym w analizowanym okresie zależał zarówno od intensywności eksploatacji, jak i od zmienności budowy litologicznej i tektonicznej. Zmniejszenie się liczby wstrząsów w latach dziewięćdziesiątych w porównaniu z końcem lat siedemdziesiątych i latami osiemdziesiątymi ubiegłego stulecia związane było z procesem restrukturyzacji przemysłu węglowego oraz szeroką profilaktyką tąpaniową, obejmującą dobór odpowiednich systemów i metod eksploatacji, a także odprężanie górotworu przez stosowanie metod aktywnych. Przedstawione w artykule wyniki badań sejsmologicznych prowadzonych systematycznie od wielu lat w GIG miały na celu wzrost informatywności metody sejsmologii górniczej. Metoda ta stosowana do prognozy i kontroli zagrożenia sejsmicznego i tąpaniami może dostarczać całego szeregu parametrów opisujących procesy geomechaniczne zachodzące w górotworze kopalnianym. Koniecznym warunkiem dla osiągnięcia tego celu jest utworzenie przestrzennych geometrii sieci sejsmologicznych, co pozwoli przede wszystkim na poprawę określania głębokości ognisk wstrząsów, analizę przestrzenno-czasowych rozkładów parametrów geofizycznych oraz wdrożenie dodatkowych metod interpretacyjnych (np. analiza zmian pola prędkości w górotworze w oparciu o metodę tomografii pasywnej, wyznaczanie wartości ilościowej parametru PPV, badanie mechanizmów ognisk wstrząsów). Literatura 1. Aki K., Richards P.G. (1980): Quantitative Seismology Theory and Methods, Vol. 1, 2, W.H. Freeman and Co., San Francisco. 2. Barański A., Dubinski J., Lurka A., Mutke G., Stec K. (2012): Metoda sejsmologii górniczej oceny stanu zagrożenia sejsmicznego i tąpaniami. [w]: Zasady stosowania metody kompleksowej i metod szczegółowych oceny stanu zagrożenia tąpaniami w kopalniach węgla kamiennego. Wydaw. GIG, Seria Instrukcje nr 22. Wydaw. GIG. 3. Kwiatek G. (2009): Foci Tensor momentu sejsmicznego Parametry Spektralne opis programu (publikacja internetowa 4. Lurka A. (2009): Wybrane teoretyczne i praktyczne zagadnienia tomografii pasywnej w górnictwie podziemnym. Prace Naukowe Głównego Instytutu Górnictwa, nr 879, Katowice. 5. Lurka A., Logiewa H. (2007): Sejsmologiczny System Obserwacji SOS jako narzędzie do obserwacji i interpretacji danych sejsmicznych w górnictwie zagrożonym tąpaniami. Prace Naukowe Głównego Instytutu Górnictwa. Górnictwo i Środowisko nr III, s Mutke G. (2007): Charakterystyka drgań wywołanych wstrząsami górniczymi w odległościach bliskich źródła sejsmicznego w aspekcie oceny zagrożenia tąpnięciem. Prace Naukowe Głównego Instytutu Górnictwa, nr 872, Katowice. 7. Mutke G. (2011): Ocena stopnia potencjalnego zagrożenia stateczności wyrobisk trzyścianowych poddanych oddziaływaniu wstrząsów górotworu. Prace Naukowe Głównego Instytutu Górnictwa. Górnictwo i Środowisko nr 4/2, s Mutke G., Logiewa H. (2012): Metoda pomiarów prędkości drgań cząstek górotworu (PPV) w chodnikach przyścianowych. [w]: Bezpieczeństwo obudowy podporowo-kotwowej w warunkach występowania wstrząsów górotworu (red. M. Turek). Wydaw. GIG, Katowice, s Mutke G. i inni ( ): Modernizacja i rozbudowa Górnośląskiej Regionalnej Sieci Sejsmologicznej w Głównym Instytucie Górnictwa w Katowicach do monitorowania sejsmiczności z obszaru Górnego Śląska. Projekt aparaturowy o nr 401/E-263/S/ finansowany przez MNiSW. 10. Mutke G. i inni ( ): Rozwój nowych metod prognozy zagrożenia sejsmicznego i zagrożenia tąpaniami z wykorzystaniem rejestracji wstrząsów. Praca badawcza-statutowa GIG o nr Stec K. ( ): Zagrożenie sejsmiczne [w]: Raport roczny o stanie podstawowych zagrożeń naturalnych i technicznych w górnictwie węgla kamiennego (red. W. Konopko), Wydaw. GIG, Katowice. 12. Stec K. (2001): Rozwój i wykorzystanie Górnośląskiej Regionalnej Sieci Sejsmologicznej, [w]: Badania geofizyczne w kopalniach, Wydaw. IGSMiE PAN, Kraków, s Stec K. (2007): Characteristics of Seismic Activity of the Upper Silesian Coal Basin in Poland. Geophysical Journal International, Blackwell Publishing Ltd, V 168, s Stec K. (2009a): Aktywność sejsmiczna Górnośląskiego Zagłębia Węglowego i jej związek z geologicznymi właściwościami górotworu i parametrami eksploatacji, [w]: Stateczność Górotworu i obudowy przy łącznym obciążeniu statycznym i dynamicznym (red. A. Kidybiński), Wydaw. GIG, Katowice, s Stec K. (2009b): Metody wyznaczania mechanizmu ognisk wstrząsów. Prace Naukowe GIG. Górnictwo i Środowisko nr 4/1, s Stec K. (2012): Określenie stanu naprężeń w strefach zagrożenia sejsmicznego na podstawie parametrów mechanizmu ognisk wstrząsów. Przegląd Górniczy nr 2, s Wiejacz P. (1994): The SMT software, (niepublikowane). 18. Wierzchowska Z. (1961): Przyczyny wstrząsów na Górnym Śląsku. Prace GIG, Komunikat 268, Katowice. 19. Wierzchowska Z. (1962): Nowe poglądy na pochodzenie wstrząsów ziemi na Górnym Śląsku. Przegląd Górniczy nr 7 8, s Wierzchowska Z. (1981): Regionalna Sieć Mikrosejsmologiczna na Górnym Śląsku. Przegląd Górniczy nr 5, s

96 94 UKD :622.8:536.2 Zastosowanie techniki komputerowej w modelowaniu wymiany ciepła między organizmem górnika a gorącym otoczeniem Application of calculation technique in modeling the exchange of heat between the body of a miner and the hot surroundings Mgr inż. Lucjan Świerczek* ) Treść: W artykule przedstawiono opis działania programu komputerowego MWC, który pozwala wyznaczyć wielkości charakteryzujące obciążenie termiczne organizmu górnika oraz maksymalny dopuszczalny czas jego pracy na podstawie parametrów środowiska i wydatku energetycznego. Aplikacja umożliwia tworzenie nomogramów, za pomocą których określa się dopuszczalne przedziały pracy dla pełnej dniówki roboczej, w danych warunkach mikroklimatu. Nomogramy te można generować dla wielu zestawów parametrów wejściowych, co pozwala przeanalizować różne scenariusze związane z narażeniem człowieka na trudne warunki mikroklimatu. W związku z powyższym program MWC może być bardzo pomocny dla pracowników dozoru górniczego zajmujących się problematyką klimatyzacji kopalń. Abstract: This paper presents a description of MWC computer program which allows to indicate values for thermal load of a miner s body and maximum acceptable working time, on the basis of parameters of the environment and expenditure of energy. This software allows to create nomograms which determine the acceptable work intervals for a complete work day in particular microclimate conditions. These nomograms can be created for many sets of input parameters allowing to analyze different scenarios of exposing a worker to difficult conditions of the microclimate. Thus, the MWC program may be very helpful for mining supervision workers who deal with the problem of mine ventilation. Słowa kluczowe: górnictwo, wentylacja, zagrożenie klimatyczne, komputerowe wspomaganie obliczeń Key words: mining, ventilation, climate hazard, computer-aided calculations 1. Wprowadzenie Ekspercki program komputerowy Modelowanie Wymiany Ciepła (w skrócie MWC) powstał na potrzeby projektu badawczego pt. Modelowanie wymiany ciepła między organizmem górnika a otoczeniem jako podstawa oceny mikroklimatu w gorących wyrobiskach kopalń głębokich (3396/B/T02/2011/40). Służy on do obliczania maksymalnego dopuszczalnego czasu przebywania pracownika w środowisku charakteryzującym się podwyższoną temperaturą. Obliczenia można przeprowadzać dla warunków stanu ustalonego i nieustalonego. Zastosowany w programie algorytm obliczeniowy bazuje na bilansie termicznym organizmu człowieka i jest oparty na modelu PHS (Predicted Heat Strain) opisanym w normie PN-EN ISO 7933 (2005) oraz w opracowaniach Wacławika i innych (2010, 2012 i 2013). Program MWC można uruchomić na każdym systemie operacyjnym Windows, a do jego poprawnej pracy konieczne jest posiadanie na komputerze zainstalowanych bibliotek Microsoft.NET Framework w wersji przynajmniej 4.0. * ) Główny Instytut Górnictwa w Katowicach. 2. Model obliczeniowy zastosowany w programie MWC Algorytm obliczeniowy programu MWC bazuje na modelu PHS (Predicted Heat Strain), który opisuje bilans termiczny organizmu człowieka, czyli porównuje jego zyski i straty cieplne. Bilans ten można przedstawić za pomocą następującego równania M W = C res + E res + K + C + R + E + S (1) gdzie: M wydatek energetyczny organizm pracownika (metaboliczna produkcja ciepła), W/m 2 ; W efektywna praca mechaniczna podczas aktywności pracownika, W/m 2 ; C res przepływ ciepła w wyniku konwekcji (podczas oddychania), W/m 2 ; E res przepływ ciepła w wyniku parowania (podczas oddychania), W/m 2 ; K przepływ ciepła w wyniku przewodnictwa, W/m 2 ; C przepływ ciepła w wyniku konwekcji na powierzchni skóry, W/m 2 ; R przepływ ciepła w wyniku promieniowania na powierzchni skóry, W/m 2 ; E przepływ ciepła w wyniku parowania na powierzchni skóry, W/m 2 ;

97 Nr 1 PRZEGLĄD GÓRNICZY 95 S akumulacja ciepła w organizmie człowieka, W/m 2. Zastosowany algorytm wyznacza parametry dotyczące obciążenia cieplnego osób pracujących w trudnych warunkach mikroklimatu, a następnie porównuje je z wartościami następujących wielkości granicznych: - maksymalny stopień zwilżenia skóry, w max ; - maksymalny strumień wydzielanego potu, Sw max ; - maksymalna ilość wody utraconej w wyniku pocenia, D max ; - maksymalna temperatura wewnętrzna organizmu, t cr (temperatura w rectum, t re ). Wartości parametrów granicznych uzyskano w wyniku badań fizjologicznych. Badania te pozwoliły ustalić, że pracownicy zaaklimatyzowani zaczynają się pocić wcześniej niż osoby niezaaklimatyzowane (w tych samych warunkach). Dodatkowo ci pierwsi pocą się równomierniej i bardziej obficie. Dlatego w modelu obliczeniowym zróżnicowano wartości wielkości granicznych w zależności od stopnia zaaklimatyzowania pracownika. W wyniku przeprowadzonych badań ustalono co następuje: Maksymalny stopień zwilżenia skóry (w max ) dla osób niezaaklimatyzowanych nie powinien przekraczać wartości 0,85, podczas gdy dla pracowników zaaklimatyzowanych może osiągać 1. Maksymalny strumień wydzielanego potu (Sw max ) w przypadku pracownika zaaklimatyzowanego jest większy o 25 % niż dla osoby niezaaklimatyzowanej. Warunek maksymalnej ilości wody utraconej w wyniku pocenia (D max ) zabezpiecza pracownika przed nadmiernym odwodnieniem, aby nie doszło do zaburzenia równowagi wodno-elektrolitycznej w jego organizmie. Pracownicy ze znaną reakcją na nadmierne wydzielanie potu mogą utracić maksymalnie 7,5 % masy ciała w wyniku pocenia. Natomiast dla pracowników o niesprawdzonych predyspozycjach do pracy w trudnych warunkach mikroklimatu granicą jest 5% masy ich ciała. Obydwie wartości graniczne są prawidłowe tylko w przypadku, gdy dana osoba ma możliwość uzupełniania płynów. Jeżeli pracownik nie ma takiej możliwości, wtedy maksymalny ubytek wody z jego organizmu może wynosić 3 % masy ciała. Jeśli chodzi o warunek związany z przekroczeniem temperatury wewnętrznej t re, to przyjęto, że maksymalna dopuszczalna temperatura wewnętrzna może wynosić 38 C. Przeprowadzone badania wykazały, że przekroczenie tej temperatury znacznie zwiększa ryzyko wystąpienia udaru cieplnego. W omawianej aplikacji za maksymalny czas dniówki roboczej przyjęto 8 godzin zgodnie z obowiązującymi regulacjami w zakresie stosunku pracy. Jeżeli obciążenie cieplne pracownika oraz jego wydatek energetyczny powodują, że podane wyżej warunki nie są spełnione, może wtedy dojść do nadmiernego odwodnienia jego organizmu i/lub wzrostu temperatury wewnętrznej powyżej dopuszczalną wartość. Aby zabezpieczyć pracownika przed taką sytuacją program MWC skraca czas ekspozycji do wartości, która powinna mu zapewnić bezpieczną pracę MODUŁ I STAN USTALONY Stan ustalony odpowiada sytuacji, w której człowiek wykonuje lekką pracę, a temperatura, wilgotność i prędkość przepływającego powietrza są umiarkowane. W takim przypadku temperatura jego skóry i oddawanie ciepła do otoczenia przez odparowanie potu ustalają się na pewnym poziomie, przy stałej wartości temperatury wewnętrznej. Moduł stan ustalony wyznacza dwa dopuszczalne czasy przebywania pracownika w danych warunkach mikroklimatu, które zabezpieczają go przed nadmiernym odwodnieniem organizmu: Czas pierwszy dotyczy grupy pracowników cechujących się odpowiednim zdrowiem i predyspozycjami do pracy w trudnych warunkach mikroklimatu. Predyspozycje te powinny być potwierdzone odpowiednimi badaniami. Jeżeli ci pracownicy mają możliwość uzupełniania płynów, to dopuszcza się, aby maksymalna ilość wody, która odparowała z ich organizmu wynosiła 7,5 % masy ich ciała. Drugi czas dotyczy grupy pracowników, którzy nie zostali przebadani na ewentualność pracy w trudnych warunkach mikroklimatu (ich reakcja na intensywne wydzielanie potu nie jest znana). W przypadku tych pracowników jeżeli mają oni możliwość uzupełniania płynów dopuszcza się, aby ilość wody utraconej przez ich organizm w wyniku pocenia wynosiła maksymalnie 5 % masy ciała MODUŁ II STAN NIEUSTALONY Jeżeli człowiek wykonuje pracę ciężką i/lub warunki mikroklimatu są trudne, wtedy istnieje możliwość akumulacji ciepła w jego organizmie. Jest to tak zwany stan nieustalony. Aby nie dopuścić do przekroczenia dopuszczalnej temperatury wewnętrznej ciała konieczne jest w takich warunkach skrócenie jego czasu pracy. Moduł stan nieustalony, oprócz występujących w module I dopuszczalnych czasów ekspozycji, związanych z wydzielaniem potu, wyznacza dodatkowo trzeci czas wynikający z akumulacji ciepła w organizmie człowieka Opis działania programu MWC Po uruchomieniu programu na ekranie monitora pojawia się menu główne przedstawione na rysunku 1. W menu głównym użytkownik ma możliwość wyboru czy chce wykonywać obliczenia w stanie ustalonym czy nieustalonym. Wybierając pożądaną opcję przechodzi się do okna, 3. Omówienie programu MWC 3.1. Moduły obliczeniowe Użytkownik programu MWC ma do wyboru dwa następujące moduły obliczeniowe: moduł I stan ustalony, moduł II stan nieustalony. Rys. 1. Menu główne programu eksperckiego MWC Fig. 1. Main menu of MWC program

98 96 w którym wprowadza się dane potrzebne do przeprowadzenia obliczeń (rys. 2). Rys. 2. Okno wprowadzania danych do programu eksperckiego MWC stan nieustalony Fig. 2. Window for data input to the MWC software non- -stationary state Dla obydwu modułów obliczeniowych (stan ustalony i nieustalony) okna wprowadzania danych wejściowych są prawie identyczne, dlatego w dalszej części artykułu zostanie omówio ny tylko moduł stan nieustalony. Parametry wejściowe do obliczeń można wprowadzić ręcznie, albo wczytać z pliku tekstowego z rozszerzeniem txt. Należy podać wartości następujących wielkości: - masa pracownika, weight, kg; - wzrost pracownika, height, m; - temperatura powietrza zmierzona na termometrze suchym, t a, C; - temperatura powietrza zmierzona na termometrze wilgotnym, t w, C; - średnia temperatura promieniowania, t r, C; - średnia prędkość powietrza, V a, m/s; - metabolizm pracownika, M, W/m 2 ; - efektywna praca mechaniczna, work, W/m 2 ; - statyczna izolacja cieplna ubioru pracownika, I cl, clo; - statyczna przepuszczalność wilgoci przez ubiór pracownika, I mst ; - głębokość wyrobiska względem poziomu morza, Z, m; - udział części powierzchni ciała pracownika pokrytej ubiorem odbijającym promieniowa nie, A p ; - współczynnik emisyjności ubioru pracownika odbijającego promieniowanie, F r ; - aklimatyzacja pracownika, a ccl ; - pozycja pracownika podczas wykonywania pracy, posture; - prędkość poruszania się pracownika, walkspeed, m/s; - kąt poruszania się pracownika względem kierunku przepływu powietrza, THETA, stopień; - czy istnieje możliwość swobodnego uzupełniania płynów przez pracownika. Algorytm obliczeniowy programu został opracowany dla zakresów parametrów wejściowych podanych w tablicy 1. Wartości niektórych parametrów można zmierzyć bezpośrednio w miejscu pracy (np. t a, t w, t r ), inne są związane z fizjologią pracownika (np.: weight i height), pozostałe (np. M, Icl) należy odczytać z tablic lub norm np. PN-EN ISO 7933 (2005). Tablica 1. Zakresy parametrów wejściowych algorytmu obliczeniowego programu MWC Table 1. Ranges of input parameters of the calculation algorithm in MWC program Parametr, jednostka Minimum Maksimum Temperatura powietrza na termometrze suchym, ta, C Cząstkowe ciśnienie pary wodnej, Pa, kpa 0 4,5 Różnica między temperaturą promieniowania a temperaturą suchą: tr ta, C 0 60 Prędkość przepływającego powietrza, va, m/s 0 3 Metabolizm pracownika, M, W/m Współczynnik izolacyjności odzieży, Icl, clo 0,1 1,0 Aby usprawnić pracę z programem umieszczono w nim tablice z normowymi wartościami następujących wielkości: - metabolizm pracownika, M, W/m 2 ; - statyczna izolacja cieplna ubioru pracownika, Icl, clo. Dodatkowym udogodnieniem dla obsługującego program jest opcja Objaśnienia symboli, w zakładce Ustawienia. Po jej włączeniu i naprowadzeniu wskaźnika myszy na symbol dowolnej wielkości program wyświetla krótki jej opis w dolnym obszarze okna dialogowego, opisanym jako Informacje Po wprowadzeniu wszystkich danych wejściowych można przystąpić do obliczeń. Ponieważ omawiany program posiada rozbudowaną obsługę błędów, dlatego po naciśnięciu przycisku Rozpoczęcie obliczeń w pierwszym kroku zostają sprawdzone wszystkie pola z danymi wejściowymi pod kątem prawidłowości ich wypełnienia. Algorytm sprawdza czy: - pola z danymi są pełne, - w pola zostały wpisane tylko liczby, - wartości wpisanych danych znajdują się w przedziałach zamieszczonych w tablicy 1. W przypadku, gdy któryś warunek nie jest spełniony, wtedy program ostrzega o tym przez wyświetlenie odpowiedniego komunikatu w obszarze Informacje. Natomiast, gdy wszystkie powyższe warunki są spełnione, program przechodzi do następnego kroku, w którym przeprowadza obliczenia. Po zakończeniu obliczeń w oknie aplikacji zostają wyświetlone wyniki z maksymalnymi dopuszczalnymi czasami ekspozycji (rys. 3) związane z: akumulacją ciepła w organizmie pracownika, ubytkiem wody z jego organizmu. Rys. 3. Przykładowe wyniki obliczeń przeprowadzonych w programie eksperckim MWC Fig. 3. Examples of results of calculations performed in MWC program

99 Nr 1 PRZEGLĄD GÓRNICZY 97 W tym momencie użytkownik ma możliwość zapoznania się z tabelą zawierającą wartości parametrów pośrednich, które wyznacza program podczas wykonywania obliczeń (rys. 4). Opcja ta jest bardzo przydatna, gdy istnieje potrzeba przeanalizowania wpływu zmian wartości poszczególnych danych wejściowych na obliczany czas ekspozycji (np. z wykorzystaniem programu MWC do obliczeń wariantowych). Utworzone krzywe odpowiadają różnym prędkościom powietrza na stanowisku pracy. Standardowo nomogramy tworzone są dla prędkości powietrza zmieniających się co 0,5 m/s. Użytkownik może również utworzyć nomogram dla dowolnej prędkości powietrza. Przykładowy nomogram został przedstawiony na rysunku 5. Dzięki utworzonym nomogramom można w łatwy sposób sprawdzić, czy człowiek w danych warunkach mikroklimatu i przy danym wydatku energetycznym może wykonywać swoją pracę przez pełną dniówkę roboczą, czy też należy skrócić jego czas pracy. W tym celu wystarczy zmierzyć w miejscu pracy temperaturę na termometrze suchym (t a ) i wilgotnym (t w ) oraz prędkość przepływu powietrza (V a ). Następnie sprawdza się, w którym miejscu na wykresie znajduje się punkt otrzymany z przecięcia linii reprezentujących zmierzoną temperaturą powietrza. Jeżeli otrzymany punkt znajduje się powyżej krzywej odpowiadającej prędkości powietrza, jaka występuje na stanowisku pracy, wtedy dniówka robocza powinna zostać skrócona. Ponieważ, według przeprowadzonych badań, praca w pełnym wymiarze godzin, w takich warunkach mikroklimatu i przy podanym wydatku energetycznym pracownika może skutkować zbyt dużym odwodnieniem jego organizmu i/lub wzrostem temperatury wewnętrznej powyżej bezpieczną wartość. Rys. 4. Tabela z wartościami parametrów pośrednich wyznaczanych przez program MWC Fig. 4. Table with values of indirect parameters indicated by MWC program 4. Nomogramy dopuszczalnych obszarów bezpiecznej pracy Program ekspercki MWC umożliwia użytkownikowi tworzenie nomogramów dopuszczalnych obszarów pracy dla pełnej dniówki roboczej na podstawie podanych przez niego wartości parametrów wejściowych. 5. Wykorzystanie nomogramów generowanych przez program MWC do analizy wpływu wybranych wartości metabolizmu pracownika na jego czas pracy Nomogram przedstawiony na rysunku 5 został utworzony dla pracownika o wzroście 1,8 m i wadze 75 kg. Statyczna izolacyjność jego ubrania wynosiła 0,60 clo. Pracownik był zaaklimatyzowany i wykonywał pracę umiarkowaną, dla której średnia wartość metabolizmu według PN-85/N (1985) wynosi 165 W/m 2. Jeżeli ten sam pracownik zwiększy swój wydatek energetyczny (np. jego metabolizm osiągnie wartość 200 W/m 2 ), Rys. 5. Nomogram dopuszczalnych obszarów pracy w pełnym wymiarze godzin, wyznaczony dla osób nieprzebadanych pod kątem trudnych warunków mikroklimatu metabolizm pracownika wynosi 165 W/m 2 Fig. 5. Nomogram of acceptable areas of full- -time work determined for workers who weren t examined with review for the difficult microclimate conditions metabolism of a worker comes up to 165 W/m 2

100 98 wtedy krzywe wyznaczające obszary pełnej dniówki roboczej przesuwają się w kierunku początku układu współrzędnych. Sytuację taką przedstawia rysunek 6. Gdyby natomiast przyjąć, że pracownik wykonuje ciężką pracę, dla której średnia wartość metabolizmu według PN- 85/N (1985) wynosi 230 W/m 2, wtedy obszary pełnej dniówki roboczej zawężają się jeszcze bardziej (rys. 7). Zwiększenie wydatku energetycznego przez pracownika skutkuje zawężeniem obszarów, w których może on wykonywać pracę w pełnym wymiarze czasu. Nomogramy w sposób wygodny i przejrzysty pozwalają przeanalizować te zmiany. Z analizy przedstawionych przykładów (rys. 5, 6 i 7) wynika, że zwiększenie wydatku energetycznego przez pracownika może narazić go na odwodnienie i/lub przekroczenie dopuszczalnej temperatury wewnętrznej już w warunkach, które uznaje się za klimatycznie dobre. Oprócz analizowanego w przykładach metabolizmu, decydujący wpływ na to ma także oporność odzieży, w którą ubrany jest pracownik. Omówione trzy przypadki obrazują, w jaki sposób można szybko określać wpływ zmian metabolizmu człowieka na dopuszczalny czas jego pracy w danym środowisku, przez analizę nomogramów generowanych przez program MWC. Takie nomogramy można tworzyć również dla innych zmiennych. Pozwala to na przeprowadzenie różnego typu analiz związanych z narażeniem człowieka na trudne warunki mikroklimatu. 6. Podsumowanie Program ekspercki MWC służy do obliczania maksymalnego dopuszczalnego czasu przebywania ludzi w trudnych warunkach mikroklimatu. Opiera się na modelu PHS (Predicted Heat Strain) opisanym w normie PN-EN ISO 7933 (2005) oraz innych publikacjach. Obliczenia można wykonywać dla stanu ustalonego i nieustalonego. W artykule skupiono się na opisie modułu Rys. 6. Nomogram dopuszczalnych obszarów pracy w pełnym wymiarze godzin, wyznaczony dla osób nieprzebadanych pod kątem trudnych warunków mikroklimatu metabolizm pracownika wynosi 200 W/m 2 Fig. 6. Nomogram of acceptable areas of full- -time work determined for workers who weren t examined with review for the difficult microclimate conditions metabolism of a worker comes up to 200 W/m 2 Rys. 7. Nomogram dopuszczalnych obszarów pracy w pełnym wymiarze godzin, wyznaczony dla osób nieprzebadanych pod kątem trudnych warunków mikroklimatu metabolizm pracownika wynosi 230 W/m 2 Fig. 7. Nomogram of acceptable areas of full- -time work determined for workers who weren t examined with review for the difficult microclimate conditions metabolism of a worker comes up to 230 W/m 2

101 Nr 1 PRZEGLĄD GÓRNICZY 99 stan nieustalony. W wyniku obliczeń przeprowadzonych w stanie nieustalonym uzyskuje się trzy dopuszczalne czasy ekspozycji związane z: - akumulacją ciepła w organizmie, - ubytkiem wody z organizmu dla pracowników przebadanych na ewentualność pracy w trudnych warunkach mikroklimatu, - ubytkiem wody z organizmu dla pracowników nieprzebadanych na ewentualność pracy w trudnych warunkach mikroklimatu. Za pomocą omawianej aplikacji można tworzyć nomogramy służące do określania dopuszczalnych obszarów pracy w pełnym wymiarze godzin, dla różnych prędkości powietrza. Nomogramy można generować dla wielu zestawów parametrów wejściowych, co pozwala na analizę różnych scenariuszy związanych z narażeniem człowieka na trudne warunki mikroklimatu. MWC może być wykorzystywany do przeprowadzania obliczeń wariantowych, gdy istnieje konieczność szybkiego zbadania, w jaki sposób zmiany wartości parametrów wejściowych wpływają na dopuszczalny czas pracy górnika. Dla lepszego zobrazowania tego wpływu użytkownik ma możliwość zapoznania się ze szczegółowymi wartościami parametrów pośrednich zamieszczonych w odpowiedniej tabeli. Wyniki obliczeń, tabele wartości wielkości pośrednich oraz utworzone nomogramy można wydrukować w celu ich dokumentacji lub zarchiwizowania. MWC posiada rozbudowaną obsługę błędów, dzięki czemu użytkownik jest na bieżąco informowany o pojawiających się problemach związanych z pracą programu. Przedstawiona aplikacja może być bardzo pomocna dla pracowników dozoru górniczego zajmujących się problematyką klimatyzacji kopalń, gdyż pozwala w szybki sposób określić, jak zmiana warunków mikroklimatu (np. przez wprowadzenie urządzeń schładzających powietrze), wpłynie na czas pracy ludzi w nowych (prognozowanych) warunkach otoczenia. Niniejszą pracę wykonano ze środków Ministra Nauki i Szkolnictwa Wyższego w ramach tematu: Modelowanie wymiany ciepła między organizmem górnika a otoczeniem jako podstawa oceny mikroklimatu w gorących wyrobiskach kopalń głębokich (3396/B/T02/2011/40). Literatura 1. Mcpherson M.J.: Physiological reaction to climatic conditions. [w]: Subsurface ventilation and environmental engineering, Chapman & Hall, London PN-85/N-08011:1985 Ergonomia. Środowiska gorące. Wyznaczanie obciążeń termicznych działających na człowieka w środowisku pracy, oparte na wskaźniku WBGT. 3. PN-EN 12515:2002 Środowiska gorące. Analityczne określenie i interpretacja stresu cieplnego z wykorzystaniem obliczenia wymaganej ilości potu, oparta na ISO 7933 z 1988 r. 4. PN-EN ISO 7933:2005 Ergonomia środowiska termicznego. Analityczne wyznaczanie i interpretacja stresu cieplnego z wykorzystaniem obliczeń przewidywalnego obciążenia termicznego. 5. PN-EN ISO 9920:2008 Ergonomia środowiska termicznego. Szacowanie izolacyjności cieplnej i oporu pary wodnej zestawów odzieży. 6. Wacławik J., Branny M., Borodulin-Nadzieja L.: Modelowanie wymiany ciepła między górnikiem a otoczeniem w trudnych warunkach klimatycznych Wacławik J.: Numeryczne modelowanie wymiany ciepła między ciałem pracownika i otoczeniem gorącym, Archives of Mining Sciences, vol. 55, issue 3, 2010 s Wacławik J., Knechtel J., Świerczek L.: O mechanizmach wymiany ciepła między organizmem pracownika a otoczeniem w wyrobiskach kopalnianych. Górnicze Zagrożenia Naturalne 2012 (praca zbiorowa), 2012 s Wacławik J., Knechtel J.: Nieustalona wymiana ciepła między organizmem górnika a otoczeniem, Zagrożenia aerologiczne w kopalniach węgla kamiennego profilaktyka, zwalczanie, modelowanie, monitoring (praca zbiorowa), 2013 s

102 100 UKD 622.2:622.86/.88:622.8 Funkcje badawczo-interpretacyjne bilansu cieplnego organizmu pracownika w ocenie obciążenia termicznego Research and interpretation functions of the heat balance of the worker in the assessment of thermal load Prof. dr hab. inż. Józef Wacławik* ) Dr inż. Józef Knechtel** ) Mgr inż. Lucjan Świerczek** ) Treść: W pracy omówiono sposób postępowania w celu ograniczenia negatywnych dla organizmu ludzkiego skutków pracy w gorącym mikroklimacie. Korzysta się z racjonalnych metod oceny zagrożenia stresem cieplnym, opartych na reakcjach fizjologicznych organizmu. W metodach tych opracowuje się bilans cieplny, w którym uwzględnia się wymianę ciepła i wilgoci między organizmem pracownika a otoczeniem. Na tej podstawie określa się granice stresu cieplnego dla górników na podstawie fizjologicznej tolerancji, wyrażonej przez temperaturę wewnętrzną ciała oraz odwodnienie organizmu. W razie potrzeby dokonuje się selekcji pracowników i opracowuje procedury ochrony. Przy ocenie cielnych warunków pracy korzysta się z pojedynczych pomiarów określonych parametrów powietrza, pomiarów otoczenia, a także racjonalnych indeksów, wynikających z bilansu cieplnego pracownika. W artykule przytoczono niektóre z nich: temperatura powietrza na termometrze wilgotnym, wskaźnik WBGT, wskaźnik dyskomfortu, zdolność chłodnicza otoczenia, australijska cieplna granica pracy. Abstract: This paper presents a way of conduction in the reduction of adverse effects of work in hot microclimate. The rational methods of assessment of heat stress hazard, which are based on physiological reactions of human body are used. These methods allow to develop the heat balance which includes the exchange of heat and moisture between the body of the worker and the surroundings. Thus, it is possible to determine the limits of heat stress for the miner on the basis of physiological tolerance, expressed in body temperature and dehydration. If needed, the selection of workers and development of protection procedures are performed. By assessing the thermal conditions of work, separate measurements of air parameters, surrounding measurements as well as rational indexes, resulting from the heat balance of the worker are used. This paper presents some of them: the air temperature on the wet-bulb thermometer, WBGT index, discomfort index, cooling power of the surroundings, Australian thermal work limit (TWL). Słowa kluczowe: praca w gorącym mikroklimacie, stres cieplny, wskaźniki oceny obciążenia cieplnego Key words: work in hot microclimate, thermal stress, index of thermal load indexes 1. Wprowadzenie Wśród wielu ważnych wyników badań uzyskanych w przemyśle górniczym po raz pierwszy zidentyfikowano stres cieplny jako problem (górnictwo rud złota w Republice Południowej Afryki). Związane z tym problemem zagadnienia to: - racjonalne metody oceny zagrożenia stresem cieplnym, oparte na reakcjach fizjologicznych, - opracowanie bilansu cieplnego organizmu uwzględniającego wymianę ciepła między organizmem pracownika a otoczeniem, * ) AGH w Krakowie, ** ) Główny Instytut Górnictwa w Katowicach. - granice stresu cieplnego dla górników na podstawie fizjologicznej tolerancji, wyrażonej przez temperaturę wewnętrzną ciała oraz odwodnienie organizmu - selekcja pracowników i procedury ochrony. 2. Strategia kontroli, analizy i zapobiegania zagrożeniom cieplnym w pracy W badaniach prowadzonych w górnictwie wykazano, że stres cieplny i jego ograniczenia można określić ilościowo, w odniesieniu do odbioru ciepła przez środowisko z organizmu pracownika. W środowisku gorącym lub w miejscu, gdzie praca wykonywana jest w anormalnych warunkach i charakteryzuje się dużym wydatkiem energetycznym, konieczna