INŻYNIERÓW I TECHNIK SZY T S

Transkrypt

1 ISSN X INŻYNIERÓW STOWARZYSZENIE I TECHNIKÓW GÓRNICTWA

2

3 PRZEGLĄD Nr 5 GÓRNICZY 1 założono r. MIESIĘCZNIK STOWARZYSZENIA INŻYNIERÓW I TECHNIKÓW GÓRNICTWA Nr 5 (1110) maj 2015 Tom 71 (LXXI) UKD :622.23:622.1:550.8 Przeszłość kryje klucz do przyszłości nauki. Dan Brown Jubileusz 90-lecia Głównego Instytutu Górnictwa Szanowni Czytelnicy, W obecnym roku Główny Instytut Górnictwa obchodzi piękny jubileusz 90-lecia służby na rzecz polskiego górnictwa surowców mineralnych, w tym przede wszystkim górnictwa węgla kamiennego. Nasze korzenie sięgają 1925 roku, w którym z inicjatywy Wyższego Urzędu Górniczego i górnośląskich przedsiębiorców górniczych powstała Kopalnia Doświadczalna Barbara, będąca od wielu dziesięcioleci jednostką organizacyjną GIG. W okresie międzywojennym kopalnia ta była jedyną górniczą instytucją naukowo-badawczą na obszarze Górnego Śląska, który kilka lat wcześniej powrócił do Polski. Głównymi kierunkami prowadzonych wówczas badań było bezpieczeństwo pracy i występujące w górnośląskich kopalniach zagrożenia powodujące katastrofy górnicze. Kolejną ważną datą w obchodzonym jubileuszu jest 1945 rok, w którym powołano do życia Instytut Naukowo- -Badawczy Przemysłu Węglowego, przekształcony w 1950 roku w Główny Instytut Górnictwa. We wspomnieniach z przeszłości przywołujemy przede wszystkim sylwetki ludzi, którzy stworzyli podwaliny zarówno Kopalni Doświadczalnej Barbara, jak i Głównego Instytutu Górnictwa. W tym miejscu wymienię nazwiska tylko kilku znakomitych profesorów, którzy położyli zasługi na tym polu: Wacława Cybulskiego, Bolesława Krupińskiego, Tadeusza Laskowskiego, Michała Chorążego, Jana Kuhla, Oktawiana Popowicza, Błażeja Rogi. Należy podkreślić także wkład kilku pokoleń naukowców i praktyków, którzy związali swoje losy z Instytutem. Jesteśmy dumni z ich dokonań oraz pracy, która przyniosła niewątpliwy postęp w wielu obszarach górniczej działalności na polskim i światowym rynku. Z tradycją GIG wiążą się także specjalistyczne, uznane w świecie, szkoły naukowe, tworzące się wokół wybitnych profesorów. Funkcjonują one również dzisiaj. To dzięki nim nazwa i logo GIG są dobrze znane w każdym górniczy kraju na świecie, podobnie jak nazwiska naszych uczonych. Kolejne dziesięciolecia w historii Instytutu to okres dynamicznego rozwoju jego potencjału badawczego oraz kolejne pokolenia naukowców podejmujących w swojej pracy badawczej najważniejsze wyzwania stojące przed polskim górnictwem. To w GIG powstały nowe technologie, metody badawcze i wiele unikatowych rozwiązań technicznych, które znalazły zastosowanie w kopalniach węgla kamiennego i innych surowców mineralnych. Instytut stał się także kuźnią kadr naukowych dla polskiego i światowego górnictwa. Należy zauważyć, że wyzwania zmieniają się w czasie, a problemy wymagające rozwiązania stają się coraz bardziej złożone i trudne. Kamienie milowe w naszej historii to nie tylko wspomniane już daty związane z powstaniem Instytutu, ale także 1989 rok, kiedy w Polsce zmienił się system polityczny i zrodziła gospodarka rynkowa oraz 2004 rok, kiedy Polska stała się członkiem Unii Europejskiej. Reagując na te wydarzenia Instytut musiał poddać się procesowi głębokiej restrukturyzacji praktycznie we wszystkich sferach swojej działalności, tak aby mógł konkurować na otwartym rynku usług naukowo-badawczych. Były to jednak zmiany potrzebne i pozytywne, które pozwoliły wypracować nową strategię i profil działalności GIG oraz wzmocniły go pod względem jakości prowadzonych badań i świadczonych usług. Dzisiaj Instytut posiada pełne uprawnienia akademickie w dwóch dyscyplinach: górnictwo i geologia inżynierska oraz inżynieria środowiska. Prowadzimy specjalistyczne studia podyplomowe oraz studia doktoranckie na dwóch kierunkach. Kadra naukowa o najwyższych kwalifikacjach, a więc doktorzy, doktorzy habilitowani i profesorowie, liczy blisko 140 osób, co stanowi prawie 25 % ogółu pracowników GIG. Szczególnie wysoko cenimy możliwości, jakie otworzyły się po 2004 roku dla polskiej nauki w ramach Europejskiej Przestrzeni Badawczej. Korzystamy z tej szansy, aktywnie uczestnicząc w różnego rodzaju europejskich projektach badawczych, szczególnie w ramach Funduszu Badawczego Węgla i Stali. To dzięki nim GIG staje się europejskim liderem nauki górniczej. Obecność Polski w Unii Europejskiej kieruje nasze zainteresowania badawcze na te obszary, które są uważane za priorytetowe w polityce unijnej. Należą do nich między innymi: czyste technologie węglowe, gospodarka wodorowa, ograniczenie emisji dwutlenku węgla, gospodarcze wykorzystanie metanu z kopalń węgla oraz wód kopalnianych. Rozwijane są nowe kierunki badawcze: geoinżynieria, inżynieria środowiska, bezpieczeństwo przemysłowe oraz inżynieria materiałowa. Ważne są również certyfikacja, edukacja i szkolenia. Dzięki funduszom unijnym w Instytucie powstały nowe obiekty badawcze na miarę XXI wieku: Centrum Czystych Technologii Węglowych, Śląskie Centrum Radiometrii Środowiskowej im. Marii Goeppert-Mayer i Laboratorium Przeróbki Kopalin i Odpadów. Zgodnie ze swoją misją współczesny GIG nadal za swój kluczowy obszar badawczy uważa nowoczesne górnictwo oraz geoinżynierię w szerokim rozumieniu tego pojęcia. Uważamy, że nauka górnicza jest potrzebna dla zrównowa-

4 2 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 żonego rozwoju gospodarczego Polski i Europy. Naszym głównym partnerem przemysłowym nadal pozostają kopalnie węgla kamiennego, przeżywające obecnie poważny kryzys oraz kopalnie innych surowców mineralnych. Chcemy je aktywnie wspomagać przez nasze innowacyjne rozwiązania, deklarując wolę współpracy wraz z innymi górniczymi ośrodkami naukowo-badawczymi. Z troską o rozwój nauki górniczej i polskiego górnictwa GIG realizuje równocześnie strategię służenia regionowi, w którym koncentruje się nasza działalność i w którym żyją nasi pracownicy. W tym celu jako ważny filar naszej działalności została rozwinięta inżynieria środowiska, bowiem przemysłowy region Górnego Śląska nadal potrzebuje wielkiej aktywności w sferze ochrony środowiska naturalnego, rewitalizacji obszarów poprzemysłowych, w tym pogórniczych oraz ich zagospodarowania. W dobie gospodarki rynkowej cieszy nas, że wyniki naszej działalności naukowo-badawczej przynoszą Instytutowi, a także polskiej gospodarce, wymierne efekty ekonomiczne i społeczne. To potwierdza, że wykonujemy prace potrzebne, że nasze know-how znajduje zainteresowanie i klientów. W każdym roku wykonujemy około 5000 różnego rodzaju opracowań w formie ekspertyz, opinii, projektów, studiów wykonalności, które w zdecydowanej większości są wdrażane do praktyki. Wysoko cenimy sobie współpracę z Wyższym Urzędem Górniczym i, z departamentami Ministerstwa Gospodarki i Ministerstwa Środowiska, a także z zarządami spółek górniczych, kopalń oraz organami administracji rządowej i samorządowej. Osobny rozdział stanowi nasza współpraca z partnerami naukowymi uczelniami, instytutami badawczymi, instytutami PAN oraz zagranicznymi instytucjami naukowo-badawczymi. W tym miejscu pragnę im serdecznie podziękować. Czytelnikom Przeglądu Górniczego życzę, aby w artykułach, których autorami są pracownicy Głównego Instytutu Górnictwa, znaleźli nowatorskie i innowacyjne impulsy, przydatne w ich działalności zawodowej. Życzę także przyjemnej lektury tego wydania, które związane jest z jubileuszem 90-lecia służby Głównego Instytutu Górnictwa na rzecz polskiego górnictwa. Z górniczym pozdrowieniem Szczęść Boże Naczelny Dyrektor Głównego Instytutu Górnictwa prof. dr hab. inż. Józef Dubiński czł. koresp. PAN

5 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 3 UKD :622.1:550.8:622.83/.84 Dekoncentracja obszarów eksploatacji dla zminimalizowania liczby i energii wysokoenergetycznych zjawisk sejsmicznych Deconcentration of mining areas for reduction of the magnitude and energy of high-power seismic phenomena Dr hab. inż. Jan Drzewiecki prof. GIG* ) Mgr inż. Adam Piernikarczyk* ) Treść: Koncentrację eksploatacji węgla, w rozumieniu potocznym, z reguły wyrażają geometryczne parametry charakteryzujące proces produkcji w czasie. Pierwszym jest obszar górotworu, w którym prowadzona jest eksploatacja jednego lub więcej pokładów, a drugim intensywność eksploatacji wyrażonej bądź to dobowym postępem frontu eksploatacji, bądź objętością uzyskanego urobku. Należy podkreślić, że oprócz wymienionych parametrów koncentrację produkcji/wydobycia mogą charakteryzować parametry definiujące inne obszary oceny produkcji, takie jak: łączna moc maszyn, liczba energii w jednostce czasu, liczba zatrudnionych na tonę urobku w odniesieniu do wydajności przodkowej czy oddziałowej itp. Odnosząc się do zagadnień dynamicznych towarzyszących robotom górniczym w odniesieniu do koncentracji, to analizując podstawowe ich przyczyny każdorazowo należy odnieść się do charakterystyki fizyko-mechanicznej środowiska, w jakim generowane są te zjawiska oraz zakresu naruszenia górotworu inicjującego procesy dynamiczne wynikające z koncentracji produkcji/wydobycia. Dotychczasowe doświadczenia w tym zakresie, analizy wielu przypadków tąpnięć oraz znacznie w stosunku do lat ubiegłych pogłębiona wiedza dotycząca lokalizacji i mechanizmu ognisk wstrząsów, a zatem ich fizycznej postaci, pozwalają zweryfikować zasadność dążenia do maksymalnej koncentracji eksploatacji z punktu widzenia zagrożenia sejsmicznego i tąpaniami. Wyniki prognoz deformacji warstw wstrząsogennych spowodowanych eksploatacją pokładów powodującą wytworzenie w ich podłożu pustek, a konsekwencji zmieniających stan ich naruszenia w górotworze, pozwalają oszacować rozległość i zasięg obszarów będących źródłem ognisk wysokoenergetycznych wstrząsów sejsmicznych. Szybkość ich powstawania, co wiązać należy z intensywnością eksploatacji, rozległość przestrzeni zrobowych oraz ich kształty i wzajemna lokalizacja decydują o dynamice zjawisk sejsmicznych indukowanych eksploatacją pokładu w naruszanym nią wielkogabarytowym fragmencie górotworu. Należy pamiętać, że wzrost zagrożenia tąpaniami z reguły powoduje wzrost kolejnych, z których zagrożenie pożarowe i metanowe łącznie z tąpaniowym decydują o ostatecznym wyniku finansowym produkcji. Abstract: Popularly, the concentration of coal exploitation is generally expressed by geometric parameters which characterize the process of production in time. The first parameter is the area of rock mass where exploitation of one or more coal beds takes place. The second one is the intensity of exploitation expressed by either the daily wall front advance or the volume of the output. It is advisable to emphasize that apart from the abovementioned parameters, the concentration of output may be characterized by parameters which define other areas of production assessment, such as: the total power of machinery, the amount of energy in a time unit, the number of employed workers per a ton of output as to face or departmental performance, etc. Referring to the dynamic problems accompanying the mining works, such as concentration, the analyses of their essential causes need to be confronted with the physical and mechanical characteristics of the environment in which the phenomena occur, and the scope of disarrangement of rock mass which initiates the dynamic processes resulting from the mining concentration. Previous experience in this field, series analysis of tremor occurrence and significantly higher level of knowledge, especially concerning the location and mechanisms of epicenters, so their physical form, allow to verify the direction for maximum concentration of exploitation from the point of view of seismic and tremor-related hazards. The results of forecasts of tremor- -induced layer deformations which occurred as the result of exploitation of coal beds which leads to the occurrence of a series of voids in the bed s substrate which in turn alters their disarrangement in rock mass, allow to estimate the expanse and scope of areas with the epicenters of high-energy seismic tremors. Their rate of formation, deriving from mining intensity, expanse of excavation spaces and their interlocation and shapes determine the dynamics of the seismic phenomena induced by coal bed exploitation in the large-size fragment of rock mass, impaired by the exploitation itself. It is important to remember that the increase of tremor hazard, generally, leads to the increase of others where fire, methane and tremor hazards combined determine the final financial result of production. * ) Główny Instytut Górnictwa w Katowicach.

6 4 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 Słowa kluczowe: deformacje podpieranych warstw wstrząsogennych, dekoncentracja eksploatacji, obniżenie poziomu zagrożenia sejsmicznego tąpaniami Key words: deformation of tremor-induced layers, deconcentration of exploitation, reduction of seismic and tremor hazards level 1. Wprowadzenie Koncentrację eksploatacji węgla z reguły wyrażają parametry charakteryzujące proces produkcji w czasie, np. zależność wiążąca liczbę ton wydobycia w jednostce czasu, przypadającego na element kopalni [10]. Pierwszym jest obszar górotworu, w którym prowadzona jest eksploatacja jednego lub więcej pokładów, a drugim intensywność eksploatacji wyrażonej bądź to dobowym postępem frontu eksploatacji, bądź objętością uzyskanego urobku. Należy podkreślić, że oprócz wymienionych parametrów koncentrację produkcji/ wydobycia mogą charakteryzować parametry definiujące inne obszary oceny produkcji, takie jak: łączna moc maszyn, ilość energii w jednostce czasu, liczba zatrudnionych na tonę urobku w odniesieniu do wydajności przodkowej lub oddziałowej, itp. Odnosząc się do zagadnień dynamicznych towarzyszących robotom górniczym w odniesieniu do koncentracji, to analizując podstawowe ich przyczyny każdorazowo odnieść należy się do charakterystyki fizyko-mechanicznej środowiska, w jakim generowane są te zjawiska oraz skali jego naruszania [9, 3]. Dotychczasowe doświadczenia w tym zakresie, analizy wielu przypadków tąpnięć [8] oraz znacznie w stosunku do lat ubiegłych pogłębiona wiedza dotycząca lokalizacji i mechanizmu ognisk wstrząsów [13], a zatem ich fizycznej postaci, pozwalają zweryfikować zasadność dążenia do maksymalnej koncentracji eksploatacji z punktu widzenia zagrożenia sejsmicznego i tąpaniami. Należy pamiętać, że wymienione zagrożenia górnicze w przypadku ich ujawnienia, z reguły uaktywniają kolejne zagrożenia [7, 4], z których zagrożenie pożarowe i metanowe łącznie z tąpaniowym decydują o ostatecznym wyniku finansowym produkcji [14]. W artykule zaprezentowano wyniki prognoz deformacji warstw wstrząsogennych spowodowanych eksploatacją pokładów, powodującą wytworzenie w ich podłożu pustek/ zrobów zmieniających poziom ich utwierdzenia/stabilizacji w górotworze. Szybkość ich powstawania, rozległość przestrzeni zrobowych oraz ich kształty i wzajemna lokalizacja, związane z intensywnością eksploatacji decydują o dynamice zjawisk sejsmicznych indukowanych eksploatacją pokładu w naruszanym nią wielkogabarytowym fragmencie górotworu. 2. Budowa górotworu, intensywność eksploatacji, sejsmiczność towarzysząca eksploatacji Dotychczas rejestrowane wysokoenergetyczne zjawiska sejsmiczne o ogniskach zlokalizowanych w warstwach sprężystych zalegających w znacznej odległości nad eksploatowanymi pokładami z reguły były odczuwane w większym stopniu na powierzchni niż w wyrobiskach eksploatowanych pokładów. Sporadycznie takie wstrząsy sejsmiczne powodowały skutki w wyrobiskach eksploatowanych pokładów jedynie w przypadku, kiedy czynnikiem inicjującym wysokoenergetyczny wstrząs była eksploatacja naruszająca równowagę grubowarstwowego stropu w obszarze jego utwierdzenia/usztywnienia, np. superpozycją oddziaływań krawędzi czy zaburzeń naturalnych [6, 12]. Takie obszary lokalizowane są z reguły w znacznej odległości od prowadzonych robót eksploatacyjnych i w nich nagromadzona jest największa energia potencjalna grawitacyjna i sprężystości. Obszary te znajdują się w chwilowej równowadze energetycznej i impulsem dla jej uwolnienia może być destabilizacja rozległego obszaru grubych warstw o zorientowanym kierunku ich przemieszczenia [5]. W takim przypadku obszar stwierdzonych skutków wysokoenergetycznego wstrząsu obejmuje odcinki wyrobisk znajdujących się w odległościach setek metrów od prowadzonej eksploatacji, licząc w kierunku, w którym naruszony górotwór posiada możliwość największych przemieszczeń w całym masywie skalnym. Jak z powyższego wynika, tak duża odległość miejsca inicjującego wstrząs, jego ogniska i skutków znacznie przekracza zasięg bezpośrednich wpływów eksploatacji. Powyższe jest przesłanką dla weryfikacji zasady projektowania wielopokładowej eksploatacji o znacznej koncentracji frontów. Innymi słowy w górotworze, jakim charakteryzuje się kopalnia Rydułtowy-Anna, tj. zbudowanym z szeregu grubych sprężystych warstw, w których nie występują osłabiające je przerosty, zbyt bliska odległość frontów bądź w pokładzie, bądź pokładach sąsiednich skutkuje bardzo wysokimi energiami wstrząsów górniczych, co potwierdza praktyka. Eksploatacja w tak skoncentrowanych obszarach powoduje niszczenie struktury stropu rozpoczynającego proces przemieszczeń grubych warstw nadległych, przenoszący się stopniowo na coraz wyższe partie górotworu. Zasięg i intensywność tego procesu zależne są od krotności naruszenia pierwotnej budowy górotworu, a zatem są funkcją łącznej grubości wybranego w analizowanym obszarze pokładu bądź pokładów Eksploatacja jednopokładowa/na jedną warstwę Zakres prowadzonych robót eksploatacyjnych w pokładzie, tj. liczba, długość ścian i ich dobowy postęp decydują o naruszeniu równowagi górotworu, a zatem o dynamice w nim tworzonych nieciągłości. Wielkość energii, jaka emitowana jest z obszarów górotworu, w którym budujące go warstwy niszczone są prowadzoną eksploatacją, zależy od ich parametrów geometrycznych i fizyko-mechanicznych oraz odległości od tworzonych pustek [1, 2]. Lokalizacja ognisk wstrząsów górniczych i częstość ich występowania wskazują obszary bądź niebezpieczne, bądź potencjalnie niebezpieczne dla załóg górniczych oraz infrastruktury na powierzchni. Dla każdego nowego frontu eksploatacji istnieje jego zaawansowanie decydujące o narastaniu dynamiki zniszczenia skał stropowych. Budowa stropu, parametry fizyko-mechaniczne i geometryczne warstw znajdujących się w zasięgu wpływów eksploatacji, decydować będą o intensywności i energii zjawisk sejsmicznych. Wstrząsy o ogniskach zlokalizowanych w kolejno naruszanych warstwach stropowych, prowadzą górotwór do kolejnej chwilowej jego równowagi. Decyduje o niej także rozległość i czas dokonań eksploatacyjnych w pokładzie oraz liczba i wielkość występujących w nim zaburzeń naturalnych. Z punktu widzenia koncentracji eksploatacji, w rozumieniu małego pola prowadzonych robót eksploatacyjnych, obszary, z których następuje emisja energii dla nierozwiniętej eksploatacji, znajdują się w małej odległości od wyrobisk. Zatem w takich obszarach nad eksploatowanym pokładem w bezpośrednim otoczeniu prowadzonych robót górniczych, zlokalizowane są fragmenty górotworu o zakumulowanej energii. Można zatem stwierdzić, ze względu na bliskość ognisk wstrząsów, że dla tak zaawansowanej eksploatacji, generowane nią wysokoenergetyczne wstrząsy sejsmiczne każdorazowo stwarzać będą realne zagrożenie tąpaniami.

7 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 5 Rozwinięcie eksploatacji pokładu kolejnymi ścianami zwiększa zasięg jej dynamicznych wpływów na wyższe obszary górotworu, co może skutkować kolejnymi zjawiskami sejsmicznymi. W takim przypadku istotnym dla energii i lokalizacji wstrząsów jest grubość, sprężystość i odległość od eksploatacji warstw wstrząsogennych zdolnych do akumulowania energii. Należy podkreślić, że w przypadku, kiedy górotwór nad prowadzoną eksploatacją budują grube warstwy sprężyste zdolne do odkształceń z zachowaniem ciągłości liniowej, stanowić one będą rodzaj naturalnego sklepienia nad rejonem eksploatacji. W tym przypadku utrata ciągłości kolejnych warstw następować będzie dla znacznie większego otwarcia stropu, znacznie większych obszarów zrobowych, niż w przypadku stropu zbudowanego z warstw cienkich. Praktyka górnicza wskazuje, że tego typu zjawiska dynamiczne rejestrowane są w wielu kopalniach, w których górotwór budują mocne grube warstwy piaskowcowe czy mułowcowe. Z reguły, w takich zdarzeniach wstrząsy odczuwane są głównie na powierzchni. Sporadycznie powodują one skutki w wyrobiskach w przypadku, kiedy wielkość dokonań eksploatacyjnych powoduje dynamiczny podział warstw nadległych i udar uwolnionego nadkładu lokalnie powodujący przekroczenie wytrzymałości pokładu. Jak wynika z powyższego, rozpatrując koncentrację robót eksploatacyjnych w ramach jednego pokładu każdorazowo należy rozważać jej zasadność z punktu widzenia generowanego nią zagrożeni tąpaniami i kolejno uaktywnianych nim innych zagrożeń górniczych. Trudno jednoznacznie zdefiniować, dla jakich parametrów geologiczno-górniczych eksploatacji i parametrów charakteryzujących górotwór istnieje granica opłacalności wprowadzania koncentracji eksploatacji. Można zatem stwierdzić, że dotychczasowa praktyka górnicza wskazuje, iż ten aspekt ekonomiczny projektowania eksploatacji należy rozwiązać każdorazowo dla konkretnych warunków geologicznych i uwarunkowań technicznych eksploatacji. Praktyka wskazuje także, jak ważnym staje problem negatywnych konsekwencji koncentracji eksploatacji polegającej na wybieraniu więcej niż jednego pokładu w obszarze wzajemnych wpływów Eksploatacja wielopokładowa/ na warstwy Analizując problem sejsmiczności w wyniku koncentracji eksploatacji, np. bliskiej odległości jednoczesnej eksploatacji więcej niż jednego pokładu, w pierwszej kolejności należy odnieść się do budowy górotworu w otoczeniu prowadzonej eksploatacji. Jak już wspomniano, eksploatacyjne naruszenie warstw podbieranych skutkuje ich pękaniem o intensywności i wydzielanej energii zależnej od ich wymiarów geometrycznych i parametrów fizyko-mechanicznych warstwy akumulującej energię oraz rozległości i odległości tworzonych zrobów. W sytuacji eksploatacji intensywność i zasięg obszaru destabilizacji górotworu jest wypadkową zasięgu pojedynczych eksploatacji. W przypadku, kiedy strop naruszany eksploatacją wielopokładową budują warstwy niesprężyste, kruche i cienkie, w wyniku ich podbierania wraz z przemieszczającym się frontem ulegać one będą pękaniu poprzecznemu z gęstą siecią szczelin. W takim przypadku zasięg wpływów wielopokładowej eksploatacji będzie ograniczony praktycznie do obszaru tworzonych zrobów. Jest to bardzo korzystne dla rytmicznego procesu eksploatacji. Praktycznie wraz z postępującymi frontami następuje rozładowanie energii akumulowanej w podbieranych warstwach stropowych, poziom energii sejsmicznej wstrząsów indukowanych eksploatacją każdego pokładu jest niski, a przewidywalność tych wstrząsów z możliwością opracowania niezbędnej profilaktyki, głównie zawałowej jest duża. Inny jest obraz skutków równoczesnej eksploatacji wielopokładowej skoncentrowanej na małym obszarze górotworu zbudowanego z grubych sprężystych warstw o wysokich parametrach mechanicznych. W przeciwieństwie do poprzednich rozważań, w takim przypadku kolejne podbierane eksploatacją pokładów warstwy będą odkształcane z zachowaniem ciągłości poprzecznej. Rozpiętość tak odkształconych warstw będzie funkcją ich granicznej odkształcalności dla rzeczywistych grubości i ich odległości od istniejących zrobów w każdym z eksploatowanych pokładów. Grube sprężyste warstwy zdolne są do rozległych odkształceń z zachowaniem ciągłości na znacznie większych w porównaniu z tworzonymi zrobami obszarach. Dodatkowo, w przypadku krotnego ich podbierania, którego wynikiem są zazębiające się bądź bisko zlokalizowane obszary zrobów, lokalnie ulegać one będą wielokierunkowemu gięciu, akumulując w takich obszarach znaczną energię. Obszary odkształconych wielopokładową skoncentrowaną na małym obszarze eksploatacją podbierającą tworzą rodzaj rozległego, w stosunku do obszaru eksploatacji, wzajemnie z sobą związanego układu grubowarstwowych sklepień. Lokalnie, odlegle od prowadzonej eksploatacji, zawierają one obszary o bardzo dużym potencjale zakumulowanej energii, która okresowo jest uwalniana na poziomie rzędu bądź dwóch wyższym od energii jaka towarzyszy bieżącej eksploatacji każdego z pokładów. Dla tego typu zjawisk dynamicznych, ze względu na odległość od wyrobisk i rozległość obszarów będących źródłem takich wysokoenergetycznych wstrząsów, nie ma skutecznych metod aktywnej profilaktyki. W świetle powyższych rozważań należy stwierdzić, że koncentracja robót górniczych w górotworze zbudowanym z grubych sprężystych warstw wstrząsogennych, polegająca na jednoczesnej eksploatacji na małym obszarze więcej niż jednego pokładu, zawsze obarczona będzie ryzykiem występowania bardzo silnych wstrząsów sejsmicznych o energiach porównywalnych do energii wstrząsów o charakterze regionalnym. Jednocześnie taka koncentracja eksploatacji w warunkach grubowarstwowej budowy górotworu uniemożliwia opracowanie i stosowanie skutecznych aktywnych metod profilaktyki tąpaniowej oraz znacznie zwiększa geometryczne parametry koordynacji sąsiednich robót eksploatacyjnych. Powyższy wniosek potwierdzają zjawiska sejsmiczne i tąpnięcia jakie zanotowano w kopalniach JSW S.A., w których budowa górotworu charakteryzuje się występowaniem grubych i bardzo grubych piaskowców i łupków piaszczystych. 3. Negatywne skutki koncentracji eksploatacji wielopokładowej w warunkach kopalni Rydułtowy-Anna Roboty górnicze w pokładach 706 i / 1-2 w rejonie ściany III-E1 (rejon E1) oraz w pokładach 703/ 1, 706 i / 1-2, 713/ 1-2 i 713/ / 1-2 w rejonach E1 i E-E1prowadzone są na obszarach, których odległości decydują o ich wzajemnym wpływie. W warunkach kopalni Rydułtowy-Anna, stropy eksploatowanych pokładów budują warstwy piaskowca oraz iłowców, których grubość dochodzi do 50 m (rys 1). Parametry fizykomechaniczne węgla w pokładach 703, 706 i / 1-2 oraz 713 i skał otaczających są następujące zmieniają się odpowiednio: Pokład 703/ 1, wartość wytrzymałości na ściskanie węgla wynosi 19,2 MPa, natomiast skał stropowych 53,6 MPa. Pokład 706 i / 1-2 wartość wytrzymałości na ściskanie węgla wynosi 21,1 MPa, natomiast skał stropowych od 47,7 do 58,9 MPa.

8 6 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 Pokład 713/ 1-2 i 7013/ / 1-2 wartość wytrzymałości na ściskanie węgla wynosi 24,7 MPa, natomiast skał stropowych 74,3 MPa. źródłem ognisk wstrząsów wykonano obliczenia wielkości ich obniżeń oraz krzywizn. Te ostatnie, dla istniejących nad rejonem E1 grubości warstw podbieranych, są miernikiem ich dopuszczalnych odkształceń, tj. odkształceń z zachowaniem ich ciągłości poprzecznej. Kryterialne wartości krzywizny w zależności od grubości podbieranej warstwy wstrząsogennej przedstawia krzywa prezentowana na rysunku 2 [11]. Rys. 1. Fragment profilu litologicznego skał zalegających nad pokładem 713/1-2 w rejonie E1 KWK Rydułtowy- -Anna Fig. 1. Fragment of lithological profile of rocks deposited above the seam no. 713/1-2 in the area E1 of Rydułtowy-Anna coal mine Jak to przedstawia rysunek 1 oraz wartości parametrów wytrzymałościowych skał otaczających pokłady 703, 706 i / 1-2 i713, skały stropowe ww. pokładów wykazują znaczące akumulowanie energii sprężystej grubości i mogą odkształcać się z zachowaniem ciągłości, stwarzając tym samym realne niebezpieczeństwo generowania wstrząsów górotworu o energiach zbliżonych do energii zjawisk o charakterze regionalnym. Należy podkreślić, że w partii E1 i E-E1 w budowie górotworu w otoczeniu pokładów jaklowickich, w których prowadzona jest eksploatacja oraz pokładów porębskich stwierdza się występowanie warstw, których grubość przekracza 50 m. W warunkach jednoczesnej eksploatacji pokładów 703/ 1, 706 i / 1-2 oraz 713/ 1-2 i 713/ / 1-2 w rejonach E1 i E-E1 aktualnie i w dalszej perspektywie czasowej można wyróżnić sytuacje niekorzystnego wzajemnego oddziaływania prowadzonych robót górniczych. Analiza wzajemnych położeń zaszłości eksploatacyjnych w ww. pokładach w rejonie E1 w chwili wystąpienia w dniu r. wysokoenergetycznego wstrząsu sejsmicznego o energii 3, J na tle grubowarstwowej budowy górotworu była przedmiotem szerokich analiz celem wyjaśnienia genezy wstrząsu oraz odległości ogniska wstrząsu od miejsca jego skutków. Dla tej sytuacji przeprowadzono obliczenia analityczne zarówno ciśnień na horyzoncie eksploatowanych pokładów, jak i na dwóch horyzontach nadległych zalegania grubych warstw zdolnych do akumulowania energii. Jednocześnie dla oszacowania zasięgu obszarów, w ramach analizowanych warstw stropowych, które mogą być Rys. 2. Zależność krzywizny krytycznej od grubości uginającej się warstwy Fig. 2. Relation between critical curvature and thickness of the bending layer Kolejne rysunki to: prognozy rozkładu naprężeń w pokładzie (rys.3), zgodnie z zamieszczoną na nich skalą, przedstawiają na horyzoncie pokładu 706 i / 1-2 położenia obszarów o podwyższonej wartości naprężeń; Rys. 3. Rozkład naprężeń na horyzoncie pokładu 706 i / 1-2, pole ściany III-E1 Fig. 3. Distribution of stress in the horizon of seams no. 706 and /1-2, wall field III-E1

9 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 7 morfologii stropu pokładu 706 i / 1-2 (rys.4); Rys. 4. Morfologia stropu pokładu Fig. 4. Morphology of bed roof eksploatacyjnej deformacji powierzchni warstwy piaskowca zalegającej na poziomie 1050 (rys. 5), tj. stropu piaskowca o grubości około 14 m zalegającego około 10 m nad stropem pokładu 703/ 1 (około 45 m nad eksploatowanym pokładem 706 i / 1-2, ); Rys. 5. Deformacja powierzchni warstwy piaskowca zalegającej około 45 m nad eksploatowanym pokładem 706 i / 1-2, Fig. 5. Deformation of sandstone layer deposited c. 45 m above the mined coal seam no. 706 and / 1-2, eksploatacyjnej deformacji powierzchni warstwy piaskowca zalegającej na poziomie 1095 (rys. 6), tj. stropu piaskowca o grubości około 10 m zalegającego około 14 m nad eksploatowanym pokładem 706 i / 1-2 ; Rys. 6. Deformacja powierzchni warstwy piaskowca zalegającej około 14 m nad eksploatowanym pokładem 706 i / 1-2, Fig. 6. Deformation of sandstone layer deposited c. 14 m above the mined coal seam no. 706 and /1-2

10 8 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 izolinie krzywizn deformacji warstwy piaskowca grubości około 14 m zalegającej około 45 m nad eksploatowanym pokładem 706 i / 1-2, na tle obszarów ciśnień wypadkowych oddziaływania krawędzi nadległych pokładów 615 i 625 (rys. 7); wskazują, gdzie należy oczekiwać największych koncentracji naprężeń i energii, a zatem miejsc potencjalnych ognisk wstrząsów wysokoenergetycznych. Szczególnie wartości prognozowanych krzywizn wskazują na takie miejsca, kiedy porównuje się je z wartościami szacowanymi zgodnie z wykresem na rysunku 2. Krzywizna deformacji, rozumiana jako odwrotność promienia ugięcia deformowanej warstwy, jest bardzo wygodnym parametrem pozwalającym wyznaczyć wprost miejsca, w których istnieje największe prawdopodobieństwo generowania wstrząsów górotworu z uginającego się stropu. Duża wartość krzywizny wskazuje na mały promień ugięcia analizowanej warstwy. W przypadku granicznych deformacji dla istniejącej grubości warstwy następuje gwałtowne i niekontrolowane jej pęknięcie połączone z emisją zakumulowanej w niej, w tym energii sejsmicznej. Analizując pod tym kątem kolejno zamieszczone, dla ułatwienia w postaci graficznej, wyniki obliczeń możemy prognozować, gdzie gromadzi się najwięcej energii, jakie są krytyczne wymiary obszarów deformacji warstw wstrząsogennych, tj. dla rzeczywistych grubości warstw, wymiary obszarów ograniczonych izoliniami krytycznych krzywizn, a także, w jakich obszarach podbieranych warstw wstrząsogennych wykształcone zostaną deformacje w postaci sferycznej. W tych ostatnich gromadzone są największe ilości energii, a co jest szczególnie sprzyjające ich dynamicznemu niszczeniu, charakteryzują się zmianą miejsca zaczepienia promienia uginania warstw oraz jego kierunku i długości. Rysunki analizowano także pod kątem zasięgu oddziaływań eksploatacji na wyższych horyzontach górotworu, tj. inicjujących niebezpieczne dla wyrobisk zjawiska dynamiczne zasięgu odkształconych i odkształcanych wraz z postępem eksploatacji warstw sprężystych. W tym przypadku, jak to dokumentują przykłady z rejonu E1, może on osiągnąć nawet 600 m. Mając powyższe na uwadze, prognoza i ocena zagrożenia sejsmicznego i tąpaniami winna odnieść się także do przestrzennej lokalizacji frontów eksploatacji we wszystkich pokładach i ewentualnych ich interakcji. Opracowane wyniki analiz istniejącej w dniu r. sytuacji rozwinięcia eksploatacji, pozwalają na ocenę koncentracji eksploatacji pod kątem jej przestrzennej lokalizacji i wzajemnego oddziaływania za pośrednictwem grubych sprężystych warstw stropowych zachowujących ciągłość liniową w zakresie dopuszczalnych do ich grubości krzywizn. 4. Wnioski Rys. 7 Izolinie krzywizn deformacji piaskowca zalegającego w odległości około 14 m nad pokładem 706 i /1-2 na tle obszarów ciśnień wypadkowych oddziaływania krawędzi nadległych pokładów 615 i 625 Fig. 7. Isolines of curvatures of deformation of the sandstone deposited c. 14 m above the coal seam no. 706 and /1-2 against the background of areas of resultant pressures of the influence of overlying edges of the coal seams no. 615 and Wielokrotne podbieranie pokładów na małym obszarze, którego wynikiem są zazębiające się bądź blisko zlokalizowane obszary zrobów, powoduje lokalne wielokierunkowe ugięcie wstrząsogennych warstw stropowych, akumulując w takich obszarach największą energię. Jest to niekorzystne z punktu widzenia ewentualnych skutków wstrząsów o ogniskach zlokalizowanych w takich obszarach, a także w sytuacji oddziaływania na te obszary innych robót górniczych, pozornie prowadzonych w bezpiecznej od nich odległości. 2. Nad obszarem dokonanej i prowadzonej eksploatacji w pokładzie 706 i / 1-2 w rejonie E1 kopalni Rydułtowy-Anna, w warstwach wstrząsogennych występują obszary o dużym gradiencie krzywizn, wykształcone w postaci sferycznej. Dla rzeczywistych grubości tych warstw w przedmiotowych obszarach gromadzone są największe ilości energii, co jest szczególnie sprzyjające ich dynamicznemu niszczeniu. Prowadzenie na takich obszarach eksploatacji będzie związane z dużym ryzykiem pękania grubych warstw stropowych z jednoczesnym wyzwoleniem zakumulowanej w nich energii sprężystej. 3. Istniejące w obszarze prowadzonej eksploatacji krawędzie oddziaływać będą zarówno na eksploatowany pokład, jak i warstwy sprężyste w jego otoczeniu. W takim przypadku decydować one będą o skrępowaniu warstw sprężystych w górotworze. W rejonie E1 kopalni Rydułtowy-Anna istniejące w pokładach warstw porębskich oraz jaklowieckich krawędzie lokalnie powodują dodatkowe przyrosty składowej pionowej naprężeń na poziomie zalegania grubych warstw w stropach rozpatrywanych pokładów nad całym obszarem prowadzonej i projektowanej eksploatacji pokładzie 706 i / 1-2. Potęguje to skrępowanie górotworu na dużym obszarze i ma wpływ na dynamikę i zasięg przemieszczeń grubych warstw stropowych na obrzeżach podbierającej je eksploatacji. 4. Zasięg inicjujących niebezpieczne dla wyrobisk oddziaływania eksploatacji na wyższych horyzontach, tj. zasięg odkształconych i odkształcanych wraz z postępem eksploatacji warstw sprężystych, może osiągnąć nawet 600 m. Mając to na uwadze, prognoza i ocena zagrożenia sejsmicznego i tąpaniami powinna być realizowana dla przestrzennej lokalizacji frontów eksploatacji we wszyst-

11 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 9 kich pokładach i dla ewentualnych ich interakcji. Pozwoli to na krytyczną ocenę koncentracji eksploatacji na małym obszarze i jej wzajemnego negatywnego oddziaływania 5. Obszary odkształconych wielopokładową, skoncentrowaną na małym obszarze, eksploatacją podbierającą, tworzą rodzaj rozległego, w stosunku do obszaru eksploatacji, wzajemnie ze sobą związanego układu grubowarstwowych sklepień. Lokalnie, w dużej odległości od prowadzonej eksploatacji, zawierają one obszary o bardzo dużym potencjale zakumulowanej energii, która okresowo jest uwalniana na poziomie rzędu bądź dwóch wyższym od energii, jaka towarzyszy bieżącej eksploatacji każdego z pokładów. Dla tego typu zjawisk dynamicznych, ze względu na odległość od wyrobisk i rozległość obszarów będących źródłem takich wysokoenergetycznych wstrząsów, nie ma skutecznych metod aktywnej profilaktyki 6. W świetle wykonanych obliczeń i analiz prognostycznych należy stwierdzić, że koncentracja robót górniczych w górotworze zbudowanym z grubych sprężystych warstw wstrząsogennych, polegająca na jednoczesnej eksploatacji na małym obszarze więcej niż jednego pokładu, zawsze obarczona będzie ryzykiem występowania bardzo silnych wstrząsów sejsmicznych o energiach porównywalnych do energii wstrząsów o charakterze regionalnym. Jednocześnie taka koncentracja eksploatacji w warunkach grubowarstwowej budowy górotworu uniemożliwia opracowanie i stosowanie skutecznych aktywnych metod profilaktyki tąpaniowej oraz znacznie zwiększa geometryczne parametry koordynacji sąsiednich robót eksploatacyjnych. Literatura 1. Biliński A.: Zagrożenie tąpaniami stropowymi w świetle rozeznania warunków naturalnych i górniczych. Zeszyty naukowe AGH, Seria Górnictwo 1981 Z Drzewiecki J.: Wpływ postępu frontu ściany na dynamikę niszczenia górotworu karbońskiego. Prace Naukowe Głównego Instytutu Górnictwa nr 860, Katowice, Drzewiecki J.: Mechanizm powstawania rozwarstwień mocnych skał stropowych w świetle pomiarów in situ. Prace naukowe GIG Nr 804. Katowice, GIG Drzewiecki J.: Optymalizacja koncentracji wydobycia w warunkach zagrożenia tąpaniami i metanem. Mat. XI Międzynarodowej Konf. Nauk.-Techn. Tapania Wyd. GIG, Katowice str Dubiński J., Drzewiecki J.: Przyczyny zjawiska sejsmicznego w KWK Zabrze Bielszowice w dniu w świetle badań geomechanicznych i geofizycznych. XXI Zimowa Szkoła Mechaniki Górotworu. Geomechaniczne Problemy Eksploatacji Złóż I Budownictwa Specjalnego, Zakopane marca 1998 r.. Kraków, Wydawnictwo Katedry Geomechaniki Górniczej i Geotechniki AGH 1998, str Dubiński J., Mutke G., Stec K.: Source charakteristic of the mine tremors from the USCB, Poland, in Ninth Intern. Congr. On Rock Mech. Proc., vol.2,balkema, Rotterdam, 1999, str Kabiesz J.: Principles of modeling associated hazards. Archives of Mining Sciences. 2002, Vol.47.issue 2. str Konopko W. i inni: Raporty roczne o stanie podstawowych zagrożeń naturalnych i technicznych w górnictwie węgla kamiennego.. Katowice, GIG, Konopko W., i inni: Postęp, długość i wysokość ścian a zagrożenie tąpaniami. Prace naukowe GIG Nr 809. Katowice, GIG Lisowski A.: Pojęcie koncentracji i jej związek z pracochłonnością. Referat na konferencję naukowo-techniczną na temat: Koncentracja produkcji w górnictwie węglowym. Katowice, SITG Makówka J.: Zagrożenie tąpaniami jako kryterium zaniechania części pokładu węgla kamiennego. Praca doktorska. GIG, Katowice, Piernikarczyk A.: Wpływ uskoków o małych zrzutach (do kilku metrów) na rozkład naprężeń w ich otoczeniu. Prace Naukowe GIG. Górnictwo i Środowisko Nr 4/3, Stec K. Drzewiecki J.: Mine tremor focal mechanism an essential element of a recognising the process of mine working destruction, Acta Geophysica, vol. 60, no. 2, Apr. 2012, str Trojnar A., Więckol-Ryk A., Niemiec B.: Koszty profilaktyki zagrożenia tąpaniami w kopalniach węgla kamiennego. Wiadomości Górnicze 4/2014. Katowice, str

12 10 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 UKD :622.8:622.86/.88 Metodyka oceny zagrożeń ze strony opuszczonych szybów górniczych Methodology for assessing risks posed by abandoned mine shafts Dr inż. Adam Frolik* ) Dr inż. Andrzej Kotyrba* ) Treść: W artykule przedstawiono charakterystykę zagrożeń geotechnicznych, jakie stwarzają opuszczone szyby górnicze oraz metodykę ich oceny. Z chwilą zaprzestania eksploatacji wyrobiska szybowe stały się zbędne i pozbawione kontroli. Znaczną część z nich zlikwidowano przez zasypanie, część jedynie zabezpieczono na wlocie i zapomniano. Pozostawienie pustych szybów stwarza zagrożenie wystąpieniem zapadlisk powierzchni w miejscach ich usytuowania oraz bliskim otoczeniu. Problem ten występuje na terenach zlikwidowanych kopalń podziemnych całego świata. W warunkach polskich, z uwagi na skalę wydobycia kopalin, jest szczególnie istotny na terenach śląskich zagłębi węglowych (GZW, DZW), w obrębie których prowadzono intensywną eksploatację różnych kopalin. Szacowanie zagrożenia oparto na wieloparametrowej metodzie punktowej, która pozwala na zaliczenie danego wyrobiska do określonego stopnia czteropoziomowej skali (I-IV). W zależności od niego skwantyfikowano ryzyko w ujęciu ekonometrycznym. Abstract: This paper gives a description of geotechnical hazards posed by abandoned mining shafts and a hazard assessment methodology. Upon the cessation of mining, shafts have become redundant and out of control. A significant part of them were liquidated by filling but another part was secured at the inlet and forgotten. Leaving empty shafts poses a threat of sinkholes forming in their location and close proximity. This problem occurs in the areas of underground mines closed down all over the world. In Polish conditions, given the scale of mineral exploitation, the problem is particularly important in the areas of the Silesian coal basins (Upper Silesian Coal Basin -USCB, Lower Silesian Coal Basin- LSCB ), within which there were intensive exploitation of various minerals. The risk estimation is based on multi-parameter point method which allows for the inclusion of specified shaft to a certain degree of four-level hazard scale (I-IV). Depending on the hazard rating the risk is quantified in econometric terms. Słowa kluczowe: opuszczone szyby, powierzchnia, zapadliska, zagrożenie, ryzyko, kwantyfikacja Key words: abandoned shafts, surface. sinkholes, hazard, risk, rating 1. Wprowadzenie Najstarsze informacje o eksploatacji kopalin metodą podziemną w Polsce pochodzą z czasów prehistorycznych (paleolit) i dotyczą wydobywania krzemieni używanych do produkcji narzędzi i ozdób. W czasach nowożytnych najwcześniej metodą podziemną wydobywano sole kamienne i rudy metali. Początki górnictwa na Górnym Śląsku sięgają XII wieku [4]. Każdy rodzaj górnictwa wymagał wykonania wyrobisk udostępniających złoże podziemne. Były nimi szyby lub sztolnie. Dopóki złoża występowały na małej głębokości wyrobiska udostępniające w utworach skalistych można było * ) Główny Instytut Górnictwa w Katowicach. wykonywać bez obudowy prostymi technikami urabiania. Wraz ze zwiększaniem się głębokości wyrobisk udostępniających ich drążenie wymagało stosowania materiałów wybuchowych, a do utrzymania stateczności ścian konieczne było stosowanie obudowy. Tak więc technologia budowy szybów górniczych ewoluowała w czasie. Początkowo do obudowy używano drewno. Zdjęcie (rys. 1) pokazuje szyb z XIX wieku w obudowie drewnianej odsłonięty w wykopie budowlanym autostrady A1 [7]. W okresie późniejszym obudowy wykonywano z cegły, a w XX wieku zaczęto stosować beton lub prefabrykowane elementy betonowe (bentonit). Materiały te dominują we współczesnych szybach górniczych, których głębokość na terenach GZW przekracza już 1000 m. Stare szyby,

13 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 11 Rys. 1. Zasypany rodzimym gruntem szyb w obszarze występowania złóż cynku i ołowiu w Bytomiu-Dąbrowie Fig. 1. Shaft backfilled with natural soil in the area of occurrence of zinc and lead deposits in Bytom-Dąbrowa w zależności od czasu budowy i przeznaczenia (rozpoznawczy, wydobywczy, wentylacyjny) miały różny kształt od kwadratu poprzez prostokąty i elipsy do koła, ich rozmiary (średnica koła, dłuższa oś elipsy albo długość prostokąta) wynosiły od 1 do 6 metrów. O usytuowaniu szybów wykonanych do połowy XIX wieku wiemy jedynie z historycznych opisów i przypadkowych odkrywek. Dopiero wtedy zaczęto dokumentować ich położenie geodezyjnie na mapach górniczych sposobami zbliżonymi do dzisiejszych. Nie znaczy to wcale, że możemy ustalić ich położenie w terenie obecnie. Dokładność sytuacyjna starych map górniczych jest dużo mniejsza od współczesnych, ponadto na tych mapach jest wiele pomyłek wynikających z podobieństwa nazw nadawanych szybom, a później tłumaczenia ich z języka niemieckiego na polski. Często też szyby były zlokalizowane blisko siebie, co powodowało pomyłki, osób kreślących mapy ręcznie w opisach nazw. Rys. 2. Zapadlisko w formie leja o przekroju kołowym nad pustym, badawczym szybem górniczym Fig. 2. Sinkhole in a form of local depression with circular cross section over an empty exploratory shaft W przypadku szybu, który nie ma połączenia z wyrobiskami poziomymi, pojemność dla gruntu zasypowego jest zdeterminowana wymiarami geometrycznymi pustki w szybie. Inne warunki istnieją w rejonie szybu, od którego odchodzą wyrobiska górnicze (szyby wydobywcze, wentylacyjne). Pojemność takich szybów dla gruntu zasypowego jest zależna również od objętości pustek w wyrobiskach podziemnych z nim połączonych. 2. Zagrożenie powierzchni deformacjami Opuszczony szyb górniczy niezależnie od tego, czy został zlikwidowany, czy nie zawsze stwarza potencjalne zagrożenie powierzchni deformacją. Skala tego zagrożenia i rozmiar deformacji zależne są w dużej mierze od tego, w jakim stanie pozostawiono szyb i jakie było jego przeznaczenie oraz od lokalnych warunków geologiczno-inżynierskich. Naruszenie ciągłości obudowy, które może nastąpić w wyniku działania czynników środowiskowych skutkuje jej przemieszczeniem do wnętrza wraz z otaczającym gruntem. Szyby drążone dla potrzeb rozpoznania złoża (badawcze) nie miały często połączeń z wyrobiskami poziomymi. Z kolei od szybów użytkowanych jako wydobywcze lub wentylacyjne odchodziło zwykle wiele wyrobisk udostępniających złoże. Szyby górnicze likwiduje się przez zasypywanie ich materiałem gruntowym lub skalnym. Rodzaj użytego materiału ma duże znaczenie dla zachowania szybu w przyszłości. W teoretycznym opisie i analizie deformacji powierzchni, które może spowodować niezasypany szyb górniczy wyróżnić można dwa przypadki różnicujące szyby na takie, od których nie odchodzą wyrobiska poziome (badawcze) oraz takie które mają łączności z wyrobiskami poziomymi (wentylacyjne, wydobywcze). Modele analityczne procesów samopodsadzania się takich szybów w dwuwarstwowym ośrodku geologicznym (grunt, skała) przedstawione są odpowiednio na rysunkach 2 i 3. Rys. 3. Zapadlisko w formie leja o przekroju kołowym nad pustym szybem górniczym połączonym z wyrobiskami poziomymi Fig. 3. Sinkhole in a form of local depression with circular cross section over an empty shaft connected with horizontal excavations (galleries) Rozmiar leja powstającego w procesie samolikwidacji szybów zależny jest od rodzaju luźnych gruntów w nadkładzie, ich miąższości i własności. Jego średnicę s dla szybu o przekroju kołowym w przybliżeniu opisuje zależność w postaci wzoru 1 [1].

14 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 s = d + 2htgφ (1) gdzie: d średnica szybu, h miąższość gruntów luźnych, φ kąt tarcia wewnętrznego gruntu. Jakość szacowania rozmiaru leja zapadliskowego za pomocą wzoru 1 jest relatywnie dobra dla szybów badawczych (nie mających połączenia w wyrobiskami poziomymi). Doświadczenia praktyczne wskazują, że jest ona niewiele gorsza w przypadkach szybów wentylacyjnych i wydobywczych. W przypadku szybów zlikwidowanych przez zasypanie materiałem gruntowym zagrożenie powierzchni spowodowane jest głównie brakiem możliwości kontroli prowadzenia prac zasypowych. W trakcie tych prac pozostawione elementy infrastruktury szybowej (pomosty, rury) mogły w jakimś interwale zaklinować prześwit rury szybowej powodując, że w szybie pozostawiono pustkę. Może to spowodować nagłe grawitacyjne przemieszczenie gruntu zasypowego w rurze szybowej, naruszenie ciągłości obudowy i wystąpienie deformacji zapadliskowych podobnych do rejestrowanych w rejonach szybów niezlikwidowanych (pustych). 3. Ocena parametryczna szybu Podstawowym dokumentem źródłowym do oceny zagrożenia powierzchni ze strony szybu powinna być jego karta informacyjna zawierająca komplet danych o wyrobisku, charakteryzujących jego lokalizację, budowę, użytkowanie i likwidację. W ramach tego dokumentu powinny być zamieszczone dodatkowe informacje o szybie, w tym: Mapy powierzchni, Schemat konstrukcji wyrobiska (szybu), Przekrój tarczy szybowej, Dane geologiczne, Dane górnicze, stare i/lub nowe mapy. 4. Badania szybu Podstawowymi metodami rozpoznania warunków w rejonie opuszczonych szybów są: kartowanie geologiczne badania geofizyczne 4.1. Kartowanie geologiczne Kartowanie geologiczne powierzchniowe przekształceń górniczych terenu przeprowadza się w celu ustalenia aktualnego stanu: a) morfologii terenu: zasięgów niecek obniżeniowych, występowania progów, zapadlisk, szczelin, hałd i osadników oraz innych górniczych przekształceń terenu, b) warunków hydrograficznych: aktualne położenie zwierciadła wody, kierunki przepływu i zasięgi wód powierzchniowych, obszary istniejących podtopień i ich relacje względem rejonu analizowanego szybu. Zakres prace kartograficznych powinien obejmować, m.in: prace geodezyjne i fotogrametryczne, weryfikację i aktualizację danych kartograficznych o zagospodarowaniu powierzchni, lokalizowanie, opis, rysunek lub zdjęcie fotograficzne powierzchniowych punktów dokumentacyjnych odsłonięcia, wysięki wód itp., wyznaczanie granic geologicznych (w nawiązaniu do szczegółowej fotointerpretacji stereogramów lub ortofotomapy), pomiary biegu i upadu warstw oraz kierunków spękań, lokalizowanie, opis, rysunek lub zdjęcie fotograficzne form geomorfologicznych z uwzględnieniem zaburzeń powierzchni terenu, lokalizowanie, opis i wykonanie szkiców form geodynamicznych (leje i zapadliska, szczeliny i progi terenowe, kras, osuwiska, osiadanie zapadowe w lessach, sufozja, erozja, abrazja itp., profilowanie wyrobisk (jeśli istnieje do nich dostęp). Wiercenia i sondowania geologiczne należy wykonywać w przypadkach niejednoznaczności w interpretacji wyników geofizycznych, dla dokładnego określenia rodzaju i stanu zasypu oraz jego zawodnienia Badania geofizyczne Odszukania miejsca usytuowania starych szybów w terenie w większości przypadków jest zadaniem trudnym. Często więc kartowanie geologiczne nie pozwala na wskazanie miejsca położenia szybu. Jest to spowodowane zmianą sposobu zagospodarowania powierzchni, która nastąpiła po opuszczenie szybu oraz naturalnymi (zalesienie) lub antropogenicznymi przeobrażeniami powierzchni ziemi (nasypy, zabudowa). Z powyższych względów badania geofizyczne wykonuje się w celu zlokalizowania położenia szybu w terenie oraz oceny stanu, w jakim został on pozostawiony w środowisku geologicznym. W szczególności zadaniem badań geofizycznych jest stwierdzenie, czy i jakim sposobem szyb został zlikwidowany (zasypany), czy materiał zasypowy jest właściwie zagęszczony i czy w obrębie rury szybowej nie występują pustki. Pustki takie mogą pozostać w szybie ze względu na niewłaściwą technologię prac likwidacyjnych oraz/lub destrukcyjne oddziaływanie wody na obudowę i grunt zasypowy. W badaniach starych szybów stosowane są analogiczne metody geofizyczne jak do detekcji pustek w środowisku geologicznym. Żadna z dotychczas zastosowanych w tej problematyce metod nie pozwala na detekcję szybu wprost. Biorąc pod uwagę, że średnice starych szybów mogą się zmieniać od 1 do 6 m, efektywne zastosowanie metod geofizycznych wymaga wykonywania pomiarów o dużej szczegółowości (gęstości punktów lub linii pomiarowych). W doborze gęstości zdjęcia geofizycznego podstawowym kryterium jest odległość pomiędzy punktami lub liniami pomiarowymi, która nie powinna być mniejsza od średnicy czy też długości mniejszej od osi elipsy (szyb o przekroju eliptycznym) względnie długości mniejszego boku w przypadku szybów o przekroju prostokątnym. O możliwości wykrycia szybu decyduje różnica własności fizycznych pomiędzy materiałem zasypowym a ośrodkiem geologicznym Analiza doświadczeń z praktycznych zastosowań metod geofizycznych do detekcji szybów wskazuje, że w przypadku szybów niezasypanych (pustka w rurze szybowej) efektywność każdej z możliwych metod jest wysoka pod warunkiem wykonania badań przy odpowiedniej gęstości pokrycia punktami lub liniami pomiarowymi. W przypadkach szybów zasypanych możliwości prospekcyjne metod znacznie maleją. Ma to miejsce w szczególności w przypadkach, w których do zasypania szybów użyto gruntów rodzimych (występujących w otoczeniu szybu). W skrajnych przypadkach może to uniemożliwić wykrycie szybu metodami geofizycznymi. Doświadczenia z zastosowania metod geofizycznych w badaniach starych szybów pozwalają w następujący sposób uszeregować ich przydatność: 1. Mikrograwimetria. 2. Georadar. 3. Profilowania i sondowania elektrooporowe.

15 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 13 Tablica 1. Karta informacyjna szybu (wzór) Table 1. Information card of the shaft (example) Lp. Nazwa szybu Inne nazwy szybu w ujęciu historycznym Nazwa Kopalni w czasie budowy 1 Alfred Kopalnia Jowisz 2 Lokalizacja szybu na podstawie map w małej skali Erzkarte, Flotzkarte mapy górnicze w skali: 1: 5000, 1:4000 na podstawie map podstawowych w dużej skali 1:2000, 1:1600, 1:1000 Nazwa Kopalni w czasie likwidacji ZG Wojkowice, Sp. z o.o. lokalizacja przy pomocy GPSu z uwzględnieniem domiarów wcięciami geodezyjnymi Przeznaczenie podsadzkowy, wentylacyjny, materiałowy na podstawie wizji lokalnej i wywiadu środowiskiowego lokalizacja w nawiązaniu do obiektów istniejących OG w okresie likwidacji Wojkowice Komorne I, Wojkowice zdjęcia geofizyczne brak, Stan prawny OG OG zniesiony badania gelogiczne 3 Współrzędne Sucha Góra Inny (lokalny) Przeliczone na ukł X Y x y x y brak 4 Charakterystyka techniczna szybu Wysokość zrębu Przekrój szybu Głębienie szybu z = 289,2 kołowy, φ =4,0 m lata m ppt, obudowa gr. 0,4 m z lanego betonu 5 Wyrobiska mające połączenia z szybem zbiornik podsadzkowy o wym. 25x55 m i gł. 9,0-18 m 6 Budowa geologiczna 7 Poziomy wodonośne 8 Sposób i rok likwidacji 9 Poziom obciążeń dynamicznych 10 Zagospodarowanie powierzchni lunety rurociągów podsadzkowych - wloty do szybu - 18,60 m ppt (+ 270,6 m) 2 kanały wentylacyjne - wloty do szybu -16,75 m ppt (+272,45 m) luneta nad poz. 160 m rzędna +156,50 m Pogłębianie szybu: lata m ppt obudowa gr. 0,4 m z betonitów poz. 160 m rzędna +131,80 m Stan obudowy w okresie likwidacji dobry poz. 235 m rzędna +56,00 m Nasypy Holocen Plejstocen Pliocen Trias Karbon 3,2 m 3,2- czwartorzędowe triasowe karbońskie zawodnienie powierzchni nieznany sposób likwidacji <50 mm/s2 Budowlane dane o likwidacji są częściowe dokumentacja projektowa pełna dokumentacja projektowa i wykonawcza likwidacji 188,2-157,4 m ppt - kamień segregowany φ mm 157,4-107,4 m ppt dolomit o granulacji mm 107,4-88,0 m ppt - kamień segregowany φ mm 107,4-88,0 m ppt - korek izolacyjny ił (glina) 88,0-19,0 m ppt - kamień o granulacji do 150 mm 19,0-5,0 m ppt - korek izolacyjny ił (glina 5,0-0,0 m ppt - kamień o granulacji do 150 mm 0,0 m - przykrycie płytą betonową zawodnienie szybu szyb lekko zawilgocony dopływ całkowity 8,5 l/min 4. Konduktometria. 5. geotermika. 6. sejsmika. Metoda mikrograwimetryczna z uwagi, iż jej wynik zależy głównie od żróżnicowania gęstości objętościowej utworów geologicznych i zasypu szybowego, powinna być stosowana w każdym z przypadków. Pozostałe metody powinny uzupełniać rozpoznanie grawimetryczne, a w szczególności umożliwiać analizę przypadków, w których interpretacja danych grawimetrycznych jest wieloznaczna. Z tego względu zaleca się, aby każde z badań dla celów oceny szybów wykonywać co najmniej dwoma metodami geofizycznymi [6].

16 14 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 Tablica 2. Zakres wymaganych prac terenowych Table 2. Field work range Kategoria Stopień zagrożenia Wizja terenowa Badanie geofizyczne Otwór badawczy Sondowanie dynamiczne I brak tak II mały tak tak - - III średni tak tak tak tak IV duży tak tak tak tak 4.3. Zakres badań terenowych Wymagania odnośnie do zakresu badań, a w szczególności dotyczące liczby punktów lub linii profilowych oraz powierzchni obszaru przyszybowego ustalone zostaną w dowiązaniu do kategorii zagrożenia (I IV). W zależności od kategorii zagrożenia określa się zakres wymaganych badań terenowych wyspecyfikowany w tablicy Analiza zasypu szybowego Szyby w kopalniach, które zakończyły wydobycie, lub zbędne szyby w kopalniach czynnych, likwiduje się zwykle przez ich zasypanie gruzem kamiennym pochodzącym z hałdy kopalnianej lub odpowiednio granulowanym i wytrzymałym materiałem skalnym. Materiał zasypowy doprowadzany jest do zrębu szybu transporterem taśmowym i zrzucany na dno szybu. Technologia ta nie stwarza problemów, gdy szyb jest suchy lub dopływ wody jest niewielki. Pod wpływem energii kinetycznej, jaką osiągają okruchy skalne w trakcie swobodnego opadania, ulegają one rozdrobnieniu i zagęszczeniu. Zagęszczony wskutek dużych sił tarcia materiał tworzy stabilną i w zasadzie nieodkształcalną kolumnę zasypową. Stwierdzane niekiedy niewielkie osiadanie zasypu związane jest, z konsolidacją górnej, mniej zagęszczonej części zasypu. Gdy do szybu dopływa woda, zachodzi zwykle potrzeba wypełnienia szybu podsadzką na tyle przepuszczalną, by woda mogła filtrować w dół z wydatkiem, zapewniającym odpływ wody z powierzchni zasypu. W tym celu stosuje się granulaty ze skał o dużej wytrzymałości, jak granit, porfir czy dolomit. Ale i to nie zawsze gwarantuje bezpieczną likwidację szybu, bowiem już w początkowej fazie zasypu powstaje w szybie nieprzepuszczalny korek. Sypanie materiału do wody powoduje, że zasp nie ulega zagęszczeniu. Wzrost parcia, wynikający z ciężaru uwodnionej podsadzki może prowadzić do przerwania korka i wypływu jej do wyrobisk przyszybowych. Zasyp szybu odbywa się pod wpływem siły grawitacyjnej i wzrastającego w miarę zwiększania się prędkości spadania bryły oporu powietrza [3]. Gdy przyspieszenie wynikające z sił oporu osiągnie wartość przyspieszenia ziemskiego, wtedy bryła spada dalej już ruchem jednostajnym, z określoną maksymalną prędkością. W momencie uderzenia okruchu o dno szybu, energia kinetyczna zostaje całkowicie wytracona na odkształcenie bryły i podłoża oraz na ciepło powstające przy uderzeniu. W przypadku, gdy dolna część szybu wypełniona jest wodą i bryły materiału zasypowego wpadają do wody z prędkością odpowiadającą głębokości zwierciadła wody w szybie, zostają one gwałtownie wyhamowane do stałej prędkości opadania w wodzie. Prędkości spadania materiału zasypowego zrzucanego do szybu (w powietrzu i w wodzie) przedstawiają wykresy (rys. 4) [3]. Z analizy wykresów wynika, że maksymalne prędkości, jakie mogą osiągnąć bryły spadające w powietrzu zależą od ich średnicy a tym samym masy. Bryły o dużej masie mają większą bezwładność, wskutek czego hamujący wpływ ośrodka jest ograniczony. Ponadto, im większa jest masa bryły, tym większa jest głębokość, przy której osiągają one prędkość maksymalną. Wskutek dużej gęstości wody w porównaniu z gęstością powietrza, bryły opadające w wodzie ulegają Rys. 4. Wykres prędkości spadania brył materiału zasypowego o średnicy d: a) w powietrzu i b) w wodzie. Frolik, Rogoż [3] Fig. 4. Chart showing the falling speed of soil particles with diameter d: a) in the air and b) in the water. Frolik, Rogoż [3]

17 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 15 wyhamowaniu. Podobnie, jak w powietrzu, im większa jest masa bryły, tym większa jest głębokość, przy której osiągają one stałą prędkość. Siła uderzenia w dno szybu jest ilorazem energii kinetycznej bryły E, przez długość drogi s, na której następuje jej wyhamowanie. Zniszczenie (skruszenie) bryły następuje, gdy naprężenie ściskające σ z przekroczy wytrzymałość na ściskanie R c. Krytyczną prędkość v k, po przekroczeniu której bryła zostanie zniszczona, wyraża zależność 2. Znając średnicę d i masę bryły M oraz wytrzymałość R c i moduł odkształcenia E użytego materiału zasypowego, można określić krytyczną głębokość zrzutu zasypu, po przekroczeniu której materiał zasypowy ulegnie rozkruszeniu. W tablicy 3 zestawiono krytyczne głębokości dla wybranych materiałów zasypowych. Badania przydatności gruntów kamienistych stosowanych do budowy kolumny zasypowej wykazują zwykle na ich dużą przepuszczalność. Tymczasem w trakcie zasypu szybów, w wyniku kruszenia się (łamania, zgniatania) cząstek, następuje rozdrobnienie materiału i jego zagęszczenie. Zagęszczony zasyp, wskutek zmniejszenia porowatości osiąga przepuszczalność zwykle kilka rzędów wielkości niższą niż grunt w stanie naturalnym. Tymczasem dla przepuszczenia wody w szybie o średnicy 5 m w ilości powyżej 0,10 m 3 /min, wymagane jest osiągnięcie współczynnika filtracji zasypu > m/s. Tego rzędu współczynniki filtracji dotyczą zwykle gruntów dobrze przepuszczalnych, takich jak pospółki, żwiry i otoczaki. Uzyskanie tak wysokich współczynników filtracji dla, spadającego z dużej wysokości materiału skalnego (rozdrobnionego), jest trudne do osiągnięcia i wymagać może stosowania specjalnej technologii zasypu czy użycia do zasypu wyselekcjonowanego materiału równoziarnistego o średnicy 1 2 cm, o wytrzymałych ziarnach, które w procesie zagęszczania nie ulegną już rozdrobnieniu. Tylko w przypadku zasypywania zawodnionego szybu, kiedy nie wystąpi zbytnie rozdrobnienie materiału i zagęszczenie zasypu możliwe jest osiągniecie przepuszczalności określonej z badań materiału wyjściowego. Poprawność przytoczonych wyżej rozważań potwierdzają następujące przykłady likwidacji szybów usytuowanych na terenach kopalń węgla w północnej części GZW (rys. 5). a) Szyb wentylacyjny Karol KWK Sobieski wybudowany w latach do głębokości 217 m, pogłębiony w 1940 r. do 290 m i w roku 1958 do 522 m został zlikwidowany pod koniec XX wieku, przez zasypanie odpadem powęglowym. Przed likwidacją szyb był stosunkowo suchy sumaryczny dopływ wynosił wprawdzie ponad 100 l/min, ale większość około 95 l/min stanowił dopływ (2) do poziomu 500 m. Niewielka ilość wody dopływającej z nadkładu (około 10 l/min), pozwoliła na osiągnięcie wilgotności optymalnej dla rozdrobnionego materiału i dobrego zagęszczenia zasypu, a wielkość osiadania zasypu ( ~3,0 m), zaobserwowana po kilkunastu latach od jego likwidacji, dotyczy głównie mniej zagęszczonej górnej części zasypu (do 50 m ppt). b) Szyb Stanisław KWK Murcki został zlikwidowany w roku Wobec dużego dopływu wody (około 1,8 m 3 /min), zastosowano tu specjalną technologię zasypu, z użyciem równoziarnistego materiału skalnego, o dużej wytrzymałości (okruchy gnejsu o średnicy 7 8 cm). Materiał opuszczano grawitacyjnie w ilości około 20 m 3 /h. Po usypaniu 10-metrowej warstwy zasypu stosowano 10-godzinną przerwę, potrzebną na wymycie drobnych ziaren z materiału zasypowego. Po przerwie dokonywano pomiaru zasypu w szybie i poziomu lustra wody. Mimo zastosowania tak wytrzymałego materiału, zasyp miejscami ulegał nadmiernemu zagęszczeniu i przepływ następował z opóźnieniem. c) Szyb wentylacyjny dawnej kopalni Helena (później Niwka-Modrzejów ) o głębokości 79 m, został zamknięty pomostem na głębokości około 6,0 m i zasypany gruntem rodzimym lub materiałem powęglowym (najpewniej jeszcze przed zamknięciem kopalni Helena 1937 r.). Zapadlisko terenu wokół szybu nastąpiło w dniu r. Przypuszczalnie przyczyną zapadliska był zwiększony opad atmosferyczny w okresie maj-czerwiec 2013 roku (ponad 200 mm). Warstwa iłowca grubości około 3 m, stanowiąca podparcie dla płyty wsporczej została zapewne rozmyta i pusty szyb wypełnił materiał, pochodzący z rozmycia i obsuwu gruntów z powstającego leja zapadliskowego. Objętość zapadliska do zasypu wyniosła 341 m 3. Przeprowadzony bilans mas gruntów wprowadzonych do leja i pojemności szybu daje w wyniku wartość ok. 51 m 3 nadmiaru gruntu zasypowego, co wynikało z zagęszczenia materiału w w zasypie. d) Szyb Park KWK Siemianowice w końcowym okresie funkcjonowania kopalni był szybem ślepym o głębokości 115 m (licząc od poz. 321 m do poz. 206 m, pełnił rolę wentylacyjną łącząc poziomy 206 i 321 m. Tarcza szybowa jest beczkowa o wymiarach 3,5 3,0 m, obudowa szybowa murowa, ceglana na całej długości Na początku lat 90. ubiegłego wieku, w szybie na głębokości około 190 m została wykonana nieznanej konstrukcji płyta nośna, i szyb na odcinku górnym, został zlikwidowany przez zasypanie. Jako materiał zasypowy wykorzystano najprawdopodobniej materiały grubookruchowe pochodzące bezpośrednio z robót górniczych lub procesu przeróbczego oraz pyły elektrowniane. Wobec znacznego dopływu do szybu (około 400 l/min) materiał sypany do wody nie uległ zagęszczeniu Tablica 3. Krytyczne głębokości zrzutu po przekroczeniu, których materiał zasypowy w suchym szybie ulegnie rozkruszeniu, m Table 3. Critical depths of thrust - when exceeded the backfill material in a dry shaft will disintegrate Rodzaj materiału skalnego R c E Średnica bryły MPa 1 cm 5 cm 10 cm 20 cm 30 cm Granit dolomit triasowy piaskowiec gruboziarn piaskowiec średnioziarn piaskowiec drobnoziarn iłowce i mułowce

18 16 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 Rys. 5. Przykłady likwidacji szybów Fig. 5. Selected examples of shafts liquidation

19 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 17 ani też nie uległy zeskaleniu będące pod ciągłym działaniem wody pyły elektrowniane. W październiku 2010 roku po zwiększonych opadach deszczu, jakie miały miejsce od maja do września, w wyniku nadmiernego nawodnienia zasypu, nastąpiło rozmycie iłowców, w których posadowiono płytę wsporczą. Płyta najprawdopodobniej, utraciła podparcie i została zniszczona, a nawodniony zasyp z szybu oraz przecznicy wentylacyjnej przemieścił się gwałtownie do dolnej, pustej części szybu. e) Szyb Wschodni KWK Niwka-Modrzejów. Do zasypu szybu od poziomu 430 do 600 m użyto tłucznia dolomitowego o granulacji mm, który upuszczano rurociągiem podsadzkowym do wysokości poziomu 430 m. Mimo zastosowania kruszywa dolomitowego o jednorodnym uziarnieniu, nie uzyskano zakładanej przepuszczalności zasypu. Należy przypuszczać, że w wyniku tarcia okruchów o ścianki rurociągu nastąpiło rozdrobnienie i zagęszczenie materiału, w wyniku czego, w dolnej części szybu utworzył się nieprzepuszczalny korek. Napływ wody do szybu w ilości około 60 l/min powodował zawodnienie luźnego zasypu. Po zasypaniu szybu do poziomu 430 m, nastąpiła ucieczka zasypu do wyrobisk poziomu 600 m i obsuniecie zasypu około 70 m w dół. f) Najmniej przewidywalny przebieg miałką likwidacja szybu Jadwiga Kopalni Porąbka-Klimontów o głębokości 569 m. Podczas zasypywania szybu (styczeń- -luty 2000 r.) w wyrobiskach na poziomie 320 m nastąpił wypływ wody. Kontrola zasypu wykazała, że strop zasypu występuje na głębokości około 360 m natomiast między poziomem 410 a 540 szyb jest pusty. Najprawdopodobniej w wyniku urwania się rurociągu na głębokości 410 m powstał pomost, na którym w wyniku zagęszczenia materiału zrzucanego do szybu utworzył się szczelny korek i cała ilość wody wypłynęła na poziom 320 m. 6. Parametryczna ocena zagrożenia ze strony szybu Analiza doświadczeń w zagospodarowywaniu terenów górniczych, a w szczególności rozpoznawania warunków geologiczno-inżynierskich dla potrzeb inwestycyjnych wskazuje, że z uwagi na zależność zagrożenia od wielu czynników geologicznych, górniczych czy geotechnicznych, najwłaściwszą metodą jego kwantyfikacji będzie parametryzacja poszczególnych czynników w sposób podobny do zaproponowanej dla terenów pogórniczych w Zagłębiu Ruhry [2]. Z uwagi na powyższe, w pracy Głównego Instytutu Górnictwa [8] zaproponowano, by ocenę zagrożenia przeprowadzić dla wszystkich wyrobisk udostępniających uwidocznionych w dokumentacji mierniczo-geologicznej kopalń, mapach kartografii ogólnej i górniczej (mapy przeglądowe wydane przez Urząd Górniczy we Wrocławiu Erzkarte, Flotzkarte). Ponieważ zagrożenie powierzchni zależne jest od wielu różnych czynników, wprowadzono ich parametryzację. Każdemu parametrowi przypisana została określona liczba punktów. Podstawowym dokumentem informacyjnym o szybie jest karta informacyjna szybu (tablica 1) z danymi aktualnymi w dniu jej sporządzenia. Na podstawie danych zawartych w karcie sporządzana jest ocena intensywności zagrożenia powierzchni ze strony szybu na karcie oceny parametrycznej szybu (tablica 4). Obie karty będą mogły podlegać aktualizacji wraz ze zmianą wartości poszczególnych parametrów. Intensywność zagrożenia powierzchni wyraża się sumą punktów z poszczególnych parametrów wg. tablicy 4. Maksymalna liczba punktów może wynosić 60 (najwyższe zagrożenie). Intensywność zagrożenia wyraża się w czterech kategoriach (tablica 5). Każdej z kategorii przypisane zostaje prawdopodobieństwo wystąpienia zdarzenia. Przy czym jako najniższą wartość prawdopodobieństwa (w kategorii I) przyjmie się wartość określającą najwyższe prawdopodobieństwo wystąpienia zdarzenia zapadliskowego określoną z analizy zbioru zapadlisk, które wystąpiły na terenach płytkiej eksploatacji węgla w GZW, tj. p = 10-3 [5]. 7. Ocena ryzyka dla użytkowania powierzchni Ocena ryzyka wystąpienia zapadlisk w rejonie połączenia wyrobisk z powierzchnią jest problemem złożonym. Ryzyko definiowane jest jako iloczyn prawdopodobieństwa wystąpienia zdarzenia i potencjalnych jego skutków. Z kolei skutki można opisywać w kategoriach bezpieczeństwa lub szkód materialnych (ekonomicznych) W klasyfikowaniu ryzyka zagrożenia powierzchni ze strony szybów zaproponowano przyjęcie charakterystyki potencjalnych szkód wg roboczego schematu przedstawionego w tablicy 6. Na szacowane koszty naprawy szkody składają się wszystkie wydatki poniesione w związku z wystąpieniem zdarzenia zapadliskowego takie jak koszty ekspertyz, badań, prac ratunkowych, projektów i prac dotyczących likwidacji szkody, a także roszczeń finansowych rodzin ofiar w przypadkach wystąpienia szkód o rozmiarze katastrofy lub wypadku i właścicieli uszkodzonych obiektów budowlanych oraz nieruchomości. 8. Podsumowanie Stare szyby górnicze są elementem trwale przeobrażającym środowisko geologiczne. Gdy stawały się nieprzydatne przedsiębiorca górniczy tracił zainteresowanie nimi. Stworzyło to wiele problemów dla późniejszych użytkowników terenu w pogórniczej jego historii. Opuszczone szyby często stanowią dziś element potencjalnego zagrożenia dla użytkowania powierzchni. Już sam brak udokumentowanej informacji o czasie i sposobie likwidacji szybu powoduje, że konieczne jest wykonanie różnych prac mających na celu ustalenie, w jaki sposób szyb pozostawiono w środowisku. Wykonanie tych prac musi być uwzględnione w planowaniu kosztów prac projektowych mających na celu zagospodarowanie terenów z dawnymi szybami górniczymi. Analiza zagrożenia ze strony starych szybów górniczych wskazuje, że zależy ono od szeregu czynników, które można opisać parametrami budowlanymi, geologicznymi i środowiskowymi. W przedstawionej propozycji metodyki czynników takich wyróżniono 17. Każdemu z tych czynników przypisano punkty, które de facto są wagami w określonej ich grupie. Suma punktów decyduje o zaliczeniu szybu do jednej z czterech kategorii zagrożenia. Każdej z kategorii przypisano określony zakres prac badawczych wymaganych do określenia możliwości i sposobu zagospodarowania terenów z szybami dla celów budowlanych. Dla umożliwienia oceny ryzyka inwestycyjnego na terenach, w których usytuowano stare szyby górnicze, skwantyfikowano koszty usunięcia potencjalnych szkód, które mogą być spowodowane zawalaniem się obudowy szybów. Z przeprowadzonych analiz teoretycznych wynika, że fizyka procesu likwidacji szybu techniką zasypania silnie zależy od głębokości oraz jego zawodnienia. Wynika to z wielkości sił działających na spadający grunt zasypowy w momencie ich zderzenia z dnem szybu, które powodują rozpad okruchów skalnych oraz ich zagęszczenie. Inne siły działają jednak na okruchy skalne w powietrzu, a inne w wodzie. Likwidacja szybu o dużej głębokości sięgającej niekiedy 1000 m stwarza

20 18 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 Tablica 4. Karta oceny parametrycznej szybu Table 4. Card of parametric evaluation of the shaft Lp. Parametr Kryterium/punktacja 1 Lokalizacja znana przybliżona nieznana Wymiar poziomy (średnica, przekątna) 0,5-2 m 2-4 m >4 m Głębokość <10 m 11-50m >51 m 0, Grubość luźnego nadkładu <3m 4-30 m >31m Zawodnienie nadkładu brak małe duże Zawodnienie szybu w trakcie likwidacji dopływ <0,1 m 3 /min dopływ 0,1-1,5 m 3 /min dopływ > 0,5m 3 /min Badanie geofizyczne jest 0 brak 2 8 Badanie geologiczne jest 0 brak 2 9 Poziom obciążeń dynamicznych <50 mm/s mm/s mm/s mm/s 2 >1001mm/s 2 0 0,25 0, Obudowa betonowa betonitowa murowa drewniana nieznana Wypełnienie szybu jest 0 brak 5 12 Rodzaj materiału wypełniającego kruszywo ze kruszywo ze skały mocnej skały karbońskiej popioły i żużle grunt mineralny, inne Płytkie wyrobiska w łączności z szybem brak pojedyncze liczne Koncetracja gazów ziemnych większa od referencyjnej brak CO CO2 CH4 H2S Dokumentacja likwidacyjna kompletna częściowa brak Kontrola zasypu jest 0 brak 3 17 Zagospodarowanie powierzchni leśne rolne rekreacyjne, drogi dojazdowe, parkingi obiekty budowlane budowle komunikacyjne, szlaki kolejowe, autostrady, drogi krajowe Tablica 5. Klasyfikacja zagrożenia powierzchni ze strony szybu Table 5. Classification of surface hazard posed by shaft Kategoria Suma punktów Stopień zagrożenia Prawdopodobieństwo I < 10 Brak 0,001-0,01 II Mały 0,01-0,1 III Średni 0,1-0,5 IV >31 Duży 0,5-1 Tablica 6. Skutki szkody spowodowane zawaleniem się szybu Table 6. Effects of damages caused by the falling of the shaft Rozmiar szkody Opis Koszt naprawy szkody Katastrofa Uszkodzenie linii kolejowej lub drogowej, obiektu budowlanego, >10 mln zł wypadek zbiorowy (ofiary śmiertelne) Wypadek Uszkodzenie linii kolejowej lub drogowej, obiektu budowlanego, wypadek indywidualny lub zbiorowy bez ofiar, 1-10 mln zł Szkoda budowlana Uszkodzenie linii kolejowej lub drogowej, obiektu budowlanego, mln Szkoda gruntowa Lej zapadliskowy wymagający rekultywacji, utrata wartości nieruchomości < 0.1 mln

21 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 19 poważne problemy techniczne. O ile w przypadku szybu suchego energia kinetyczna spadających odruchów skalnych jest na tyle duża, że większość stosowanych materiałów tworzy stabilną kolumnę zasypową, to w przypadku dopływu wody może dojść do utworzenia szczelnego korka i utworzenie nad nim niestabilnego zasypu w postaci luźnej zawiesiny materiału w wodzie. Po przekroczeniu wytrzymałości korka, może nastąpić ucieczka materiału do wyrobisk poziomowych i nagły obsuw zasypu. Zjawiska te mogą mieć gwałtowny przebieg i stanowić zagrożenie nie tylko dla wyrobisk górniczych na dole kopalni, ale również dla powierzchni terenu. Powiadomienie Artykuł jest wynikiem realizacji w Głównym Instytucie Górnictwa Projektu Badawczego zleconego przez Wyższy Urząd Górniczy i sfinansowanego ze środków Narodowego Funduszu Ochrony Środowiska i Gospodarki Wodnej Literatura: 1. Chudek M., Janusz W., Zych J.: Studium dotyczące stanu rozpoznania tworzenia się i prognozowania deformacji nieciągłych pod wpływem podziemnej eksploatacji złóż. Zeszyty Naukowe Politechniki Śląskiej. Gliwice 1988, z Drobniewski M., Telenga K.: Prewentywne opracowanie zagrożenia i ryzyka zapadliskowego związanego z płytką eksploatacją na terenach górniczych należących do RAG. Mat. Konferencji XI Dni Miernictwa Górniczego i Ochrony Terenów Górniczych, Hucisko Frolik A., Rogoż M.: Zagęszczanie zasypu w trakcie likwidacji szybu. Przegląd Górniczy 3/2006 str Jaros J.: Słownik historyczny kopalń węgla na ziemiach polskich. Zeszyty Naukowe nr 59. Śląski Instytut Naukowy. Katowice Kotyrba A.: Zagrożenie i ryzyko zapadliskowe terenów GZW. Wiadomości Górnicze nr 7-8. Katowice 2005 str Kotyrba A.: Detection, localization and backfill assessment of old mining shafts in the Upper Silesia Coal Basin with geophysical methods. Proc. of 14th EAGE Meeting. Near Surface September, Cracow CD. 7. Kotyrba A.: Verification of post-mining hazard identification on the route of A1 motorway construction in Upper Silesia. 11 Altbergbau Kolloqium. Wrocław. Listopad pp Kowalski A., Frolik A., Kotyrba A., Mutke G., Gruchlik P.: Metodyka oceny zagrożeń ze strony wyrobisk górniczych mających połączenie z powierzchnią, usytuowanych na terenach zlikwidowanych podziemnych zakładów górniczych. Praca niepublikowana. GIG. 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!!!

22 20 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 UKD /.84: : Naziemne skanowanie laserowe 3D, doświadczenia i perspektywy Terrestrial 3D laser scanning, experiences and prospects Dr inż. Piotr Gruchlik* ) Treść: Zaprezentowano uzyskane doświadczenia w zakresie pomiarów skanerem laserowym 3D Trimble TX5. Poznanie i korzystanie z możliwości technologii skaningu laserowego umożliwia wprowadzanie nowej jakości w procesy inwentaryzowania i monitorowania szkód górniczych. Przedstawiono wybrane przykłady zrealizowanych pomiarów z wykorzystaniem skanera laserowego 3D Abstract: This paper presents the experience gained in the field of 3D laser scanner measurements Trimble TX5. Knowledge and use of the capabilities of laser scanning technology allows to enter a new quality in the processes of inventory and monitoring of mining damage. Some examples of measurements were presented using a 3D laser scanner. Słowa kluczowe: skaner laserowy 3D, naziemne skanowanie laserowe, pomiary, szkody górnicze, monitoring Key words: 3D laser scanner, Terrestrial Laser Scanning, measurement, mining damage, monitoring 1. Wprowadzenie Skanowanie laserowe jest dziś najszybszą metodą pozyskiwania danych o zupełnie nowej jakości informacji. Otrzymywane tą drogą przestrzenne modele w postaci chmur punktów charakteryzują się kompleksowością zawartych informacji i wiernością odwzorowania mierzonego obiektu. Zakład Ochrony Powierzchni i Obiektów Budowlanych Głównego Instytutu Górnictwa dysponuje nowoczesnym skanerem laserowym 3D Trimble TX5, który umożliwia pomiar obiektów z prędkością do punktów na sekundę, w zasięgu 120 metrów. Wykonano już wiele pomiarów przy jego wykorzystaniu w trudnych technicznie obiektach, między innymi na terenie Bytomia. Doświadczenia wyniesione z realizowanych sesji pomiarowych pozwalają na stwierdzenie, że technologia skanowania laserowego 3D stanowi źródło bardzo dokładnych danych w procesie monitorowania deformacji obiektów i szkód górniczych. Wykorzystanie technologii skaningu laserowego w pracach badawczo-usługowych prowadzonych w Głównym Instytucie Górnictwa pozwala na pełniejsze niż dotychczas przygotowywanie oceny skutków eksploatacji górniczej w obiektach zabudowy powierzchni i oceny ich odporności na górnicze deformacje i wstrząsy podłoża. Skaning laserowy umożliwia zdalny pomiar setki tysięcy punktów na sekundę z milimetrową precyzją. Każdy z punktów posiada nie tylko swoje współrzędne X, Y, Z ale również parametr intensywności odbitego sygnału czy też kolor. Dzięki * ) Główny Instytut Górnictwa w Katowicach temu operowanie na chmurze punktów to zarówno realistyczne wizualizacje, precyzyjne pomiary w przeniesionej w wirtualną rzeczywistość przestrzeni, jak i podstawa do zaawansowanego modelowania przestrzennego. Skaner, którym dysponuje GIG pozwala na gromadzenie danych geodezyjnych o stanie obecnym, pozyskiwanie danych do projektowania i przeprojektowywania oraz inspekcji technicznych i analiz porównawczych projektowanych obiektów z wykonanymi. Skanowanie obiektów budowlanych stanowi część zastosowań tego urządzenia. Skaner ten wykorzystywany jest również do skanowania 3D wyrobisk górniczych, hałd i wszelkiego typu obiektów o nieregularnym kształcie. 2. Prezentacja skanera i oprogramowania Skaner laserowy Trimble TX5 jest precyzyjnym urządzeniem pomiarowym, które tworzy fotorealistyczne, trójwymiarowe obrazy. Działanie urządzenia opiera się na emisji wiązki podczerwonego światła laserowego w kierunku środka obracającego się lustra. Lustro zmienia kierunek lasera podczas obrotów w pionie dookoła skanowanego otoczenia; rozproszone światło z otaczających przedmiotów jest następnie odbijane i wraca do skanera. W procesie pomiaru odległości skaner Trimble TX5 wykorzystuje technologię przesunięcia fazowego. Wiązka lasera jest modulowana stałymi falami o różnych długościach. Odległość od skanera do przedmiotu jest określana dokładnie przez pomiar przesunięcia fazowego fal światła podczerwonego. Hipermodulacja znacznie poprawia stosunek sygnału

23 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 21 do szumu modulowanego sygnału przy pomocy specjalnej technologii modulacji. Współrzędne X, Y, Z każdego punktu są następnie obliczane przy użyciu koderów kątowych, aby zmierzyć obrót lustra i poziomy obrót skanera Trimble TX5. Kąty te są kodowane jednocześnie z pomiarem odległości. Odległość, kąt pionowy i kąt poziomy tworzą współrzędną biegunową (δ, α, β), która jest następnie przekształcana na współrzędną kartezjańską (x, y, z). Skaner pokrywa pole widzenia w łatwy sposób zostać zaimportowane do aplikacji Trimble RealWorks, umożliwiającej wykonywanie dalszych operacji i analiz, m.in. pomiarów i modelowania 3D (rys. 2). Uzyskane dane mogą zostać w dalszej kolejności wyeksportowane do oprogramowania 3D typu CAD. 3. Wybrane przykłady zrealizowanych pomiarów Zakład Ochrony Powierzchni i Obiektów Budowlanych Głównego Instytutu Górnictwa wykonał już kilkadziesiąt pomiarów przy wykorzystaniu skanera laserowego 3D (rys. 3). Z bogatego materiału pomiarowego wybrano kilka ciekawszych przykładów Kościół pw. św. Krzyża w Bytomiu-Miechowicach Kościół pw. świętego Krzyża jest zlokalizowany w dzielnicy Bytomia-Miechowicach, pomiędzy ulicami Frenzla i Andersa. Zabytkowy obiekt świątyni pochodzi z drugiej połowy XIX wieku. Budynek ten wzniesiono jako murowany w stylu neogotyckim. Zrealizowano kilka pomiarów na różnych etapach rozwoju eksploatacji górniczej w bezpośrednim sąsiedztwie Kościoła. Przedmiotami szczególnej uwagi były: ozdobna ściana attyki na zewnątrz obiektu, sklepienia typu gwiaździstego, oparte na ścianach zewnętrznych i filarach wewnętrznych Kościoła. Rys. 1. Skaner laserowy 3D Trimble TX5 Fig. 1. Trimble TX5 3D laser scanner 3.2. Budynek wielorodzinny w Bytomiu Budynek mieszkalny, wielorodzinny usytuowany w dzielnicy Bytomia-Miechowicach przy ul. Wolnego. Obiekt wybudowany w 1904 roku. Budynek został zabezpieczony na wpływy górnicze poprzez skotwienie w poziomie wszystkich stropów (rys. 4, 5) Niecka obniżeniowa w rejonie torowiska Maczki-Bór Przeprowadzono pomiary deformacji terenu w rejonie Maczki-Bór na OG KWK Kazimierz-Juliusz. Zeskanowano nieckę obniżeniową niewielkich rozmiarów, która objęła część torowiska bocznicy kolejowej. Opracowany na podstawie wyników pomiarów model 3D terenu, potwierdził w pełni wyniki obserwacji geodezyjnych prowadzonych przez Dział Mierniczy Kopalni (rys. 6, 7) Jaskinia Szachownica Rys. 2. Konstrukcja skanera laserowego 3D Fig. 2. 3D laser scanner design Skaner Trimble TX5 (rys. 1) wyposażony jest w zestaw automatycznych sensorów wspomagających proces rejestracji. System posiada wbudowany kompas elektroniczny, pozwalający na nadanie pozyskiwanym chmurom punktów informacji o kierunku, oraz dwuosiowy kompensator, umożliwiający pozyskanie danych, dotyczących pochylenia urządzenia. Dodatkowo wbudowany czujnik wysokości określa wysokość względem punktu stałego barometrem elektronicznym i dodaje ją do skanu. Dane ze skanera laserowego Trimble TX5 gromadzone są na karcie SD, co pozwala na łatwy i bezpieczny transfer danych na PC. Dane są wstępnie przetwarzane i rejestrowane w oprogramowaniu Trimble SCENE, po czym mogą Trudnym obiektem do pomiarów okazał się kompleks 5 sal w jaskini Szachownica na terenie Wyżyny Woźnicko- -Wieluńskiej. System jaskiniowy Szachownicy został odsłonięty w trakcie eksploatacji kamienia. Zachwiano tym sposobem statykę górotworu, co powoduje zawały i obrywy stropów. Jest to miejsce masowej zimowej hibernacji nietoperzy. Ze względu na niezwykle urozmaiconą i trudną do pomiarów powierzchnię wnętrz, zastosowano sztuczne punkty odniesienia w postaci szachownic mocowanych na ociosach sal jaskini (rys. 8). Otrzymane z procesu skanowania dane były dalej przetwarzane w zakresie: orientacji chmury punktów z wszystkich skanów do jednego układu współrzędnych, budowy trójwymiarowego numerycznego modelu obiektu, tworzenia rysunków 2D (rzuty, przekroje, profile), porównywania zmian stanu rzeczywistego obiektu w czasie.

24 22 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 Rys. 3. Przykłady modeli 3D Kościoła na bazie zarejestrowanych skanów Fig. 3. Examples of 3D models of the Church on the basis of registered scans Rys. 4. Widok 3D zarejestrowanych skanów budynku mieszkalnego Fig. 4. 3D view registered scans of a residential building

25 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 23 Rys. 5. Widok modelu 3D budynku mieszkalnego Fig. 5. 3D model of residential building Rys. 6. Widok fragmentu torowiska w rejonie mierzonej niecki Fig. 6. Schematic view of railway in the area of the measured subsidence Rys. 7. Widok modelu 3D terenu w rejonie mierzonej niecki Fig. 7. View of 3D terrain model in the area of the measured subsidence

26 24 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 Rys. 8. Przykłady modeli 3D sali wejściowej jaskini Szachownica na bazie zarejestrowanych skanów Fig. 8. Examples of 3D models of the cave Chessboard entrance hall on the basis of registered scans 4. Podsumowanie Zrealizowane pomiary za pomocą skanera laserowego 3D Trimble TX5 pozwoliły na praktyczne poznanie możliwości technologii skaningu laserowego. Przed rozpoczęciem skanowania należy upewnić się, że będzie wystarczająco dużo obiektów odniesienia w skanach, tak by nie było problemów w późniejszym procesie rejestracji. Rejestracja skanów w programie SCENE możliwa jest na podstawie naturalnych punktów odniesienia. Zaleca się jednak skorygowanie skanowanego środowiska o dodatkowe sztuczne obiekty odniesienia, takie jak cele sferyczne lub szachownicowe. Dzięki temu można osiągnąć bardziej precyzyjne wyniki rejestracji, gdy takie cele zostaną wprowadzone. W trakcie pomiarów należy pamiętać, że czynnikami wpływającymi na dokładność pomiaru skanerem laserowym są: zapylenie, wilgotność powietrza, silne źródła światła, wibracje podłoża, odległość mierzonych punktów od skanera, rodzaj skanowanej powierzchni (kolor i struktura). Aby zmniejszyć wpływ tych czynników należy: wykonywać pomiar w sprzyjających warunkach atmosferycznych, unikać pomiaru na obszarach o dużym zapyleniu, nie wykonywać pomiarów podczas pracy ciężkich maszyn lub innych urządzeń powodujących drgania podłoża. Uzyskane doświadczenie w zrealizowanych sesjach pomiarowych pozwala na stwierdzenie, że technologia skanowania laserowego 3D stanowi źródło bardzo dokładnych danych w procesie monitorowania stanu obiektów i szkód górniczych. Pozyskiwane w wyniku skanowania wysokodokładne kolorowe zobrazowania 3D, utworzone z milionów danych pomiarowych, umożliwiają wykonywanie dalszych operacji i analiz m.in. pomiarów i modelowania 3D. Dane pomiarowe otrzymywane ze skanowania laserowego wprowadzają nową jakość w procesy inwentaryzowania i monitorowania szkód górniczych. Literatura 1. Maciaszek J., Gawałkiewicz R.: Zastosowanie skanowania laserowego w diagnostyce obiektów podlegających wpływom eksploatacji górniczej, Wydawnictwo AGH, Geodezja tom 12 zeszyt 2, 2006 str Pilecki R.: Zastosowania naziemnego skanera laserowego, Wydawnictwo Politechniki Krakowskiej, Zeszyt 26, 2012 str Praca badawczo-rozwojowa GIG nr : Ocena możliwości i warunków prowadzenia eksploatacji górniczej przez KW S.A. Oddział KWK Bobrek-Centrum w ramach planu ruchu na lata w aspekcie ochrony powierzchni, Główny Instytut Górnictwa, Katowice Trimble TX5 3D Laser Scanner User Guide, ver. 1.00, October Trimble TX5 SCENE Software User Guide, ver , March Ustawa z dnia 9 czerwca 2011 r. Prawo geologiczne i górnicze. (Dz. U nr 163 poz. 981)

27 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY GŁÓWNY INSTYTUT GÓRNICTWA GŁÓWNY INSTYTUT GÓRNICTWA Katowice, Plac Gwarków 1 KOPALNIA DOŚWIADCZALNA BARBARA -> MONITORING ŚRODOWISKA -> GOSPODARKA WODNO-ŚCIEKOWA -> GOSPODARKA ODPADAMI -> OCHRONA RADIOLOGICZNA ŚRODOWISKA -> PRZEGLĄDY EKOLOGICZNE I RAPORTY -> PRZEDSIĘWZIĘCIA W ZAKRESIE INŻYNIERII ŚRODOWISKA -> ZASTOSOWANIE TWORZYW SZTUCZNYCH I MATERIAŁÓW NIEMETALOWYCH W INŻYNIERII ŚRODOWISKA

28 26 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 UKD /.84:656.6:628.1 Ocena odporności gazociągów i wodociągów stalowych na wpływy eksploatacji górniczej Assessment of resistance of water supply and gas steel pipelines to the influence of mining extraction Dr inż. Piotr Kalisz* ) Treść: Na terenie Górnośląskiego Zagłębia Węglowego znaczna część sieci gazowej oraz sieci wodociągowej, w tym wodociągów magistralnych, jest zbudowana z rurociągów stalowych. W większości przypadków rurociągi te są zabezpieczone kompensatorami przed oddziaływaniem deformacji ośrodka gruntowego, wywoływanych podziemną eksploatacją górniczą. Wpływ eksploatacji górniczej może spowodować istotne obniżenie odporności rurociągów na deformacje gruntu, która zależy od ich stanu technicznego oraz aktualnych zdolności dylatacyjnych kompensatorów. Przedstawiono zagadnienia związane z oceną odporności istniejących gazociągów i wodociągów zbudowanych z rur stalowych, których podstawą jest ocena możliwości przejmowania przez kompensatory przemieszczeń odcinków przewodów wywoływanych deformacjami ośrodka gruntowego. Abstract: In the Upper Silesian Coal Basin a large part of the gas network and the water supply system, including water mains, are constructed from steel pipelines. In most cases these pipelines are protected against the influence of mining extraction by the use of expansion joints. Mining extraction may cause a significant decrease in resistance of the expansion joints to soil deformations, which depends on its technical condition and its current expansion capacity of compensators. This paper presents the issues associated with the assessment of resistance of the existing gas and water supply steel pipelines to the mining extraction influence based on the assessment of the expansion joints possibility to take over the pipes displacements caused by soil deformations. Słowa kluczowe: teren górniczy, wodociągi i gazociagi stalowe, kompensatory, ocena odporności Key words: mining area, water and gas steel pipelines, expansion joints, resistance assessment 1. Wprowadzenie * ) Główny Instytut Górnictwa w Katowicach Na terenie Górnośląskiego Zagłębia Węglowego znaczna część sieci wodociągowej oraz sieci gazowej jest zbudowana z rurociągów stalowych, które na terenach górniczych w większości przypadków zabezpieczono przed oddziaływaniem deformacji podłoża przez zabudowę kompensatorów. Najstarsze czynne rurociągi stalowe na terenach górniczych w tych dwóch rodzajach sieci zbudowano w latach 50. XX wieku. Przy projektowaniu rurociągów stalowych uwzględniano wartości przewidywanych wówczas wskaźników deformacji. Eksploatacja górnicza powoduje przemieszczenia zdylatowanych odcinków rurociągów i zmiany położenia końców rur w kompensatorach. Ponadto przyczynia się do pogorszenia ich stanu technicznego, który ulega również pogorszeniu z uwagi na oddziaływanie środowiska gruntowego i przesyłanego medium. Może zatem nastąpić istotne obniżenie odporności rurociągu na górnicze deformacje podłoża. Z wyżej wymienionych względów przed podjęciem nowej eksploatacji górniczej niezbędna jest ocena możliwości przejęcia przez istniejące rurociągi stalowe prognozowanych deformacji podłoża. Dlatego potrzebne jest określenie ich aktualnego stanu technicznego wraz z oceną stanu technicznego i zdolności dylatacyjnych kompensatorów. Dotyczy to przede wszystkim wodociągów magistralnych i gazociągów. 2. Skutki oddziaływania eksploatacji górniczej w istniejących rurociiągach stalowych Wodociągi i gazociągi stalowe są zbudowane z rur przewodowych ze szwem i bez szwu o długościach od kilku do kilkunastu metrów, łączonych przez spawanie. Na terenach górniczych są stosowane kompensatory, stanowiące ich zabezpieczenie przed deformacjami ośrodka gruntowego, wywoływanymi podziemną eksploatacją górniczą. Skutkiem oddziaływania eksploatacji górniczej na rurociągi stalowe są: zmiana zdolności dylatacyjnych kompensatorów, całkowite wysunięcie końca rury z kompensatora, odchylenia kątowe odcinków rur, nieszczelności złączy kompensatorów wskutek ruchów rur, uszkodzenia mechaniczne kompensatorów i rur. W przypadku wodociągów i gazociągów najczęstszym skutkiem oddziaływania eksploatacji górniczej jest utrata szczelności złączy kompensatorów. Obserwowane jest to

29 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 27 wielokrotnie w kompensatorach nasuwkowych wodociągów magistralnych i stanowi najczęstszą przyczynę ich awarii na terenach górniczych (fot. 1). Znacznie rzadziej dochodzi do całkowitego wyczerpania zapasu dylatacyjnego i wysunięcia końców rur z kompensatorów, podobnie jest w przypadku gazociągów. Utrata szczelności kompensatorów w gazociągach jest często związana z ruchem rur i pogorszeniem właściwości użytkowych szczeliwa. W przypadku wodociągów rozdzielczych, oprócz utraty szczelności kompensatorów są obserwowane także uszkodzenia mechaniczne ścianek rurociągów stalowych, a także wżery korozyjne występujące w miejscach deformacji ścianek, wywoływanej deformacjami warstwy gruntu [3]. W rurociągach stalowych o średnicach mniejszych od 80 mm i przyłączach z uwagi na małą średnicę kompensatory nie były stosowane. Częstą przyczyną awarii spowodowanych górniczymi deformacjami podłoża są pęknięcia spoin, które występują zarówno w rurociągach, jak i na ich połączeniach z przyłączami, oraz uszkodzenia przyłączy [2]. 3. Ocena odporności rurociągów stalowych Podstawowymi elementami zabezpieczającymi wodociągi i gazociągi stalowe przed niekorzystnym oddziaływaniem eksploatacji górniczej, jak już wcześniej zaznaczono, są kompensatory. Kompensatory, szczególnie w przypadku rurociągów magistralnych, decydują o ich odporności na górnicze deformacje przypowierzchniowej warstwy górotworu. Zatem ocena możliwości przejmowania deformacji przez ważniejsze rurociągi stalowe dla funkcjonowania sieci gazowej oraz wodociągowej powinna być oparta w głównej mierze na ocenie odporności kompensatorów [14]. Ocena ta powinna obejmować analizę: zdolności dylatacyjnych kompensatorów, możliwości prawidłowej pracy złączy kompensatorów - zachowania szczelności podczas oddziaływania eksploatacji górniczej, ogólnego stanu technicznego kompensatorów. Ocena możliwości przejmowania górniczych deformacji podłoża przez kompensatory istniejących rurociągów nie może ograniczać się tylko do oceny zdolności dylatacyjnych zastosowanych zabezpieczeń, ale musi uwzględniać również inne czynniki, związane z ich stanem technicznym. Ocena zdolności dylatacyjnych kompensatorów istniejących rurociągów polega na określeniu położenia końców rur wewnątrz ich przestrzeni roboczej. Określenie tego położenia powinno być przede wszystkim realizowane za pomocą metod pozwalających na ich nieprzerwaną pracę, albo być wykonywana podczas renowacji lub remontów rurociągów w czasie zaplanowanego ich czasowego wyłączenia z użytkowania. Do metod pozwalających na pomiar położenia końców rur w kompensatorach czynnych rurociągów można zaliczyć metody nieniszczące, takie jak: pomiar bezpośredni z zastosowaniem przyrządów pomiarowych, metoda georadarowa, metoda defektoskopii ultradźwiękowej. Wszystkie te metody mogą być zastosowane po wykonaniu wykopu w miejscu zabudowy kompensatora oraz po odsłonięciu co najmniej części jego powierzchni zewnętrznej oraz krótkich odcinków rury wlotowej i wylotowej Pomiary bezpośrednie Pomiary bezpośrednie położenia końców rur w kompensatorach mogą być realizowane w następujący sposób: pomiar całkowitej długości kompensatora wbudowanego w rurociąg, od złącza do złącza na rurze wlotowej i wylotowej, pomiar śladów przemieszczeń kompensatora na powierzchni zewnętrznej rur wlotowych i wylotowych, pomiar z wykorzystaniem urządzeń zabudowanych na kompensatorach pomiary bezpośrednie wykonywane bezwykopowo. Fot. 1. Przykład utraty szczelności nasuwki kompensacyjnej wodociągu magistralnego Photo 1. Example of tightness loss of water main compensating sleeve Żródło: Opracowanie własne

30 28 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 Realizacja pomiarów bezpośrednich przez pomiar całkowitej długości kompensatora, na przykład od spawu do spawu na rurze wlotowej i wylotowej, pozwala na określenie położenia końca rury w częsci roboczej, o ile znana była jego długość początkowa. Dobrym przykładem są typowe kompensatory w gazociągach stalowych, które były produkowane zgodnie z normą branżową. Znając długość początkową kompensatora można ją porównać z jego aktualną długością i określić zmiany położenia końca rury. Kompletny kompensator zabudowany na gazociągu stalowym niskiego ciśnienia DN200, wykonanym w latach 70. XX wieku przedstawiono na fotografii 2. Położenie końców rur w kompensatorach można również ocenić na podstawie pomiaru śladów przemieszczeń na powierzchni zewnętrznej rur wlotowych lub wylotowych. Uszczelnienie kompensatorów w przewodach wodociągowych wykonywane jest z pierścieni gumowych ściśle przylegających do powierzchni zewnętrznej końców rur, przez co pozostawiają ślady podczas ich przemieszczania spowodowanego, deformacjami podłoża (fot. 3). Podobnie jest w przypadku kompensatorów zabudowanych w gazociągach stalowych (fot. 4). Ślady te jednak są widoczne tylko w przypadku rozsunięcia odcinków rur, między którymi zabudowano kompensatory. Pomiar rozsunięcia rur umożliwia ocenę zmiany początkowej dylatacji kompensatorów, skąd można wnioskować o ich aktualnych zdolnościach dylatacyjnych. Odsłonięcie kompensatora pozwala na zamontowanie urządzeń pomiarowych, umożliwiających bezpośrednie pomiary przemieszczeń rur i okresową kontrolę ich zdolności dylatacyjnych [4]. Nowe kompensatory mogą być fabrycznie wyposażone w czujniki, umożliwające pomiar przemieszczeń rur. Pomiary bezpośrednie z wykorzystaniem metod bezwykopowych mogą być wykonywane przede wszystkim w rurociągach o większych średnicach, do których po opróżnieniu i wykonaniu odpowiedniego otworu w ściance mogą być wprowadzone przyrządy pomiarowe. W celu wykonania otworów w ściankach rurociągu wykonuje się wykopy co kilkaset metrów. Metody bezwykopowe są stosowane obecnie do renowacji rurociągów, na przykład renowacji wodociągów magistralnych z zastosowaniem zaprawy cementowej. Podczas przygotowania do renowacji można dokonywać inwentaryzacji kompensatorów rurociągów o większych średnicach, przez co należy rozumieć również ich lokalizację. Fot. 2. Kompensator w gazociągu stalowym niskiego ciśnienia DN200, złącza rur spawane Photo 2. Example of expansion joint in low pressure steel gas pipeline DN200, welded pipe joints Żródło: Opracowanie własne Fot. 4. Ślady rozsunięcia kompensatora gazociągu DN200 Photo 4. Traces of the pipe movement in the expansion joint of gas pipeline DN200 Żródło: Opracowanie własne Fot. 3. Ślady ruchu rury wlotowej (b) i wylotowej (c) na powierzchni wodociągu magistralnego DN1400 Photo 3. Traces of the compensator inlet (b) and outlet (c) pipes movement on the water main DN1400 Żródło: Opracowanie własne

31 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY Metoda georadarowa GPR Ocena zdolności dylatacyjnych może być również przeprowadzona za pomocą georadaru (GPR Ground Penetrating Radar). Georadar jest urządzeniem nadawczo- -odbiorczym wykorzystującym fale elektromagnetyczne i może być stosowany jako nieniszcząca metoda określania położenia końców rur w kompensatorach rurociągów stalowych na podstawie uzyskiwanych obrazów. Metoda ta jest w pełni przydatna do stosowania w warunkach terenowych. Po odsłonięciu górnej powierzchni kompensatora wykonuje się pomiar, co nie wymaga żadnej ingerencji w strukturę materiału rur i kompensatorów. Powierzchnia kompensatora lub rury nasuwkowej (rys. 1) nie musi być dokładnie oczyszczona z gruntu i izolacji antykorozyjnej w miejscu dokonywanego pomiaru Metoda defektoskopii ultradźwiękowej Metoda defektoskopii ultradźwiękowej polega na emisji fal akustycznych wysokiej częstotliwości i ich rejestracji po przejściu przez badany ośrodek lub odbiciu od granicy dwóch ośrodków. Zasadę wykonywania pomiarów w nasuwce kompensacyjnej wodociągu magistralnego przedstawiono na rysunku 1. Do badań kompensatorów zastosowana może być metoda echa, wykorzystująca zjawisko odbicia fali. Dzięki temu możliwe jest zlokalizowanie powierzchni odbijających w różnych odległościach, czyli określenie położenia końca rury. 4. Ocena zdolności dylatacyjnych kompensatorów Miarą zdolności do przejmowania deformacji przypowierzchniowej warstwy górotworu jest dopuszczalna wartość odkształceń, jaką mogą przenieść kompensatory z uwzględnieniem rozrzutu losowego poziomych odkształceń gruntu, oraz dokładności zastosowanej metody pomiaru przerw dylatacyjnych. W przypadku kompensatorów istniejących rurociągów, znając ich zdolność dylatacyjną, określoną na podstawie pomiarów, można wyznaczyć wartości dopuszczalnych średnich odkształceń, a więc ich zdolność do przejmowania poziomych odkształceń podłoża. Wartość tych odkształceń można wyznaczyć ze wzoru gdzie: wartość średnia zdolności dylatacyjnej kompensatora wynikająca z pomiarów, mm n, t wskaźniki tolerancji, v 0 współczynnik zmienności dla wykonanych pomiarów, związany z ich dokładnością, M r współczynnik zmienności odkształceń przy rozluźnianiu gruntu, M z współczynnik zmienności odkształceń przy zagęszczaniu gruntu, l 0 długość standardowej bazy pomiarowej, m l 1, l 2 długości sąsiednich odcinków rur, pomiędzy którymi znajduje się kompensator, m. Wartość odkształceń jest zależna nie tylko od średniej wartości pomierzonego jedną z wyżej wymienionych metod zapasu dylatacyjnego, ale również od dokładności tych pomiarów, długości sąsiednich odcinków rur l 1, l 2, współczynników zmienności prognozowanych wartości odkształceń [12,13]. Odległości między kompensatorami rurociągów stalowych są zazwyczaj znacznie większe od długości standardowej bazy pomiarowej i dlatego mianownik we wzorze (1) może być uproszczony do wyrażenia 1,2(l 1 +l 1 ). W przypadku magistralnych przewodów wodociągowych należy uwzględnić możliwość nierównomiernego rozsunięcia rur w kompensatorach nasuwkowych o podwójnych złączach. Wtedy jako odporność kompensatora należy przyjąć mniejszą wartość z obliczonych dla każdej strony wartości możliwych do przejęcia odkształceń. Jednym z napotykanych problemów przy ocenie odporności rurociągów stalowych jest lokalizacja istniejacych (1) Rys. 1. Zasada pomiaru położenia końców rur w kompensatorze z zastosowaniem defektoskopu ultradźwiękowego Fig. 1. Measurement principle of the pipes ends position in an expansion joint with the use of an ultra- -sonic flaw detector Żródło: Opracowanie własne

32 30 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 zabezpieczeń. Wieloletnie doświadczenia wskazują, że wiąkszość rurociągów zbudowanych przed 1990 rokiem nie posiada dokumentacji powykonawczych, co oznacza, że nie jest znane dokładne rozmieszczenie kompensatorów. Dotyczy to zarówno sieci gazowej, jak i wodociągowej. Podczas wykonywania prac terenowych stwierdzono znaczne różnice między planami montażowymi (o ile takie istnieją w dokumentacji projektowej) a rzeczywistym rozmieszczeniem kompensatorów. Znajomość rozmieszczenia kompensatorów na rurociągu pozwala na pomiar odległości między nimi, co ma również istotne znaczenie dla oceny odporności rurociągu. 5. Ocena stanu technicznego i szczelności złączy Ocena stanu technicznego kompensatora oraz jego szczelność podczas oddziaływania deformacji podłoża ma również istotne znaczenie, gdyż kompensatory dość często ulegają rozszczelnieniom bez całkowitego wysunięcia rur. Wodociągi, spośród których największe znacznie ma sieć wodociągów magistralnych, są zabezpieczane na wpływy eksploatacji górniczej nasuwkami kompensacyjnymi i kompensatorami dławikowymi. W przypadku wodociągów magistralnych zastosowano tak zwane nasuwki dwustronne, rzadziej jednostronne. W nasuwkach tych złącza wyposażone są w gumowe pierścienie, których szczelność uzyskuje się przez ich docisk do pierścieni oporowych za pomocą pierścieni i klamer dociskowych, wykonanych ze stali. Podczas oddziaływania górniczych deformacji podłoża następują przemieszczenia rur i ich wzajemne odchylenia kątowe, co powoduje niejednokrotnie poluzowanie śrub mocujących klamry dociskowe i zmniejszenie docisku uszczelek gumowych. Złącze w ten sposób może utracić szczelność. Ponadto pierścienie gumowe ulegają naturalnemu zużyciu i z czasem również następuje pogorszenie ich właściwości. Z tego powodu kompensatory stanowią potencjalne źródło nieszczelności rurociagu. Zjawisko utraty szczelności kompensatorów występuje również często w przypadku gazociągów stalowych, szczególnie w przypadku starszych przewodów, którymi pierwotnie przesyłano gaz koksowniczy, zawierający oprócz metanu cięższe węglowodory. W kompensatorach gazociągów do uszczelnienia złączy stosowano szczeliwo, które ulega również naturalnemu zużyciu, a w przypadku zamiany przesyłu gazu koksowniczego na gaz ziemny ulega dodatkowo wysuszeniu. Sprzyja to utracie szczelności kompensatora wskutek niewielkich nawet ruchów rur. Tego typu awarie występują stosunkowo często w starszych gazociągach stalowych, co stanowi około 40 % ogólnej liczby awarii związanych z oddziaływaniem eksploatacji górniczej [2]. Ocena ogólnego stanu technicznego kompensatora również ma istotne znaczenie przy ocenie możliwości jego prawidłowej pracy podczas oddziaływania planowanej eksploatacji górniczej. Częstym i istotnym czynnikiem wpływającym na pogorszenie ogólnego stanu technicznego kompensatora jest korozja elementów konstrukcyjnych [15]. Na przykład korozja śrub mocujących klamry dociskowe utrudnia usuwanie awarii. W niektórych przypadkach występują również uszkodzenia mechaniczne kompensatorów. Możliwość wystąpienia opisanych awarii i pogorszenie stanu technicznego kompensatorów mają wpływ na ocenę zdolności do przejmowania górniczych deformacji podłoża i prawidłową pracę rurociągów. Dlatego ocena ta powinna obejmować z jednej strony ocenę zdolności dylatacyjnych kompensatorów, a z drugiej strony ocenę możliwości prawidłowej pracy kompensatora podczas ujawniania się deformacji podłoża. Ogólny stan techniczny kompensatora i możliwość wystąpienia awarii niewynikającej z utraty zdolności dylatacyjnych można ocenić jakościowo, wykorzystując na przykład następującą skalę: bardzo dobry, dobry, dostateczny, zadowalający, zły i bardzo zły, któremu można przypisać prawdopodobieństwo wystąpienia utraty szczelności złącza dla określonej wartości poziomych odkształceń i kategorii terenu górniczego. Przy ocenie możliwości dylatacyjnych prawdopodobieństwo to wynika z przyjętych wskaźników tolerancji. Prawidłowa ocena możliwości przejmowania deformacji podłoża przez kompensatory musi obejmować, jak już wyżej to przedstawiono, ocenę możliwości bezpiecznego przejęcia przemieszczeń odcinków rur przy zachowaniu jego szczelności. Zatem do oceny tej należy wziąć pod uwagę zarówno zdolności dylatacyjne, stanowiące główne kryterium, ale również prawidłowe jego działanie z uwagi na ogólny stan techniczny i stan techniczny uszczelnienia. Miarą oceny możliwości przejmowania deformacji podłoża przez pojedynczy kompensator może być ocena jego niezawodności, a więc prawdopodobieństwa jego sprawności w określonych warunkach terenu górniczego [7]. Kompensator można traktować jako element (obiekt prosty) systemu [6,8,9]. Niezawodność tego elementu ma wpływ na niezawodność całego systemu. W warunkach terenów górniczych najczęściej miarą odporności kompensatora jest kategoria jego odporności, a więc dopuszczalna dla danej kategorii terenu górniczego wartość wskaźników deformacji. Wtedy zakładając określone prawdopodobieństwo sprawności można obliczyć dopuszczalną wartość wskaźnika, na przykład poziomych odkształceń podłoża, z uwagi na jego zdolności dylatacyjne i określić kategorię odporności. Miarą odporności kompensatora może być również prawdopodobieństwo jego sprawności dla prognozowanych wartości wskaźnika deformacji. System (obiekt złożony) jest to zorganizowany zbiór elementów, który ma wykonać określone zadanie [8], takie jak dostarczenie do odbiorców niezbędnej ilości wody, gazu, ciepła. Jednym z najważniejszych obiektów systemu są rurociągi wraz z elementami ich wyposażenia. Rurociągi wyposażone w kompensatory są to przewody pracujące w systemach sieci uzbrojenia głównie na terenach górniczych. Złożone są na ogół z powtarzalnych obiektów podstawowych, do których oprócz kompensatorów należą odcinki przewodów, w tym przewiązki, oraz elementy wyposażenia. W artykule rozpatrujemy przewody sieci uzbrojenia i systemy przewodów pod kątem oceny ich odporności na deformacje podłoża, uwzględniając przede wszystkim niezawodność kompensatorów ze względu na oddziaływanie podziemnej eksploatacji górniczej oraz niezawodność pojedynczych przewodów i układu przewodów [1,8]. Sieci uzbrojenia charakteryzują różne schematy niezawodnościowe [8], które również należy uwzględniać przy ocenie ich odporności. Tworzą one struktury: szeregowe, równoległe, progowe (musi być zdatnych k elementów z n), mieszane (szeregowo-równoległe, równoległo-szeregowe). Istotnym zagadnieniem jest analiza statyczno-wytrzymałościowa dla wytypowanych prostych odcinków rurociągów i załomów dla sprawdzenia możliwości przejęcia dodatkowych obciążeń, wynikających z oddziaływania poziomych odkształceń gruntu i krzywizn podłoża z uwzględnieniem ich aktualnego stanu technicznego [5,11]. W tym celu stosuje się istniejące programy komputerowe wykorzystujące metody numeryczne, między innymi Metodę Elementów Skończonych, lub analityczne, np. przy użyciu programu komputerowego

33 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 31 RC autorstwa inż. Tadeusza Paszkiewicza [5]. Na podstawie przeprowadzonych obliczeń ocenia się możliwość przejęcia prognozowanych deformacji podłoża z uwzględnieniem wartości charakterystycznych wskaźników tych deformacji i wytrzymałości materiału rur. Przy ocenie odpornosci rurociągów stalowych należy również wziąć pod uwagę jego dostępność w terenie, a więc możliwość łatwego dojazdu do miejsca awarii oraz możliwość jej szybkiego usunięcia. Ma to istotny wpływ na utrzymanie niezawodności rurociągu i tym samym należy wziąć to pod uwagę [10]. Rozpoznanie wyposażenia oraz określenie stanu technicznego przewodów stalowych i innych elementów sieci uzbrojenia terenów górniczych jest istotne z uwagi na możliwość właściwej oceny odporności tych sieci na wpływy eksploatacji górniczej. Analizę stanu technicznego rurociągów należy przeprowadzić w oparciu o dane zebrane w czasie inwentaryzacji, na bazie informacji przekazanych przez użytkowników sieci. Należy w tym miejscu zaznaczyć jednak, że na podstawie bezpośrednich kontaktów z właścicielami i użytkownikami sieci często trudno jest uzyskać niezbędne informacje o ich aktualnym stanie technicznym. Wynika to w wielu przypadkach z braku dokumentacji technicznej przewodu, a posiadane informacje pochodzą jedynie z obserwacji i pomiarów dokonanych przez służby techniczne w czasie wykonywania napraw i usuwania awarii. Nawet w przypadku braku informacji o rzeczywistym stanie technicznym elementów sieci, możliwe jest pośrednie oszacowanie tego stanu dzięki takim danym, jak: rodzaj zastosowanych rur do budowy przewodów, wiek przewodu, awaryjność. Szacunkowego określenia stanu technicznego przewodu można dokonać także na podstawie analogii do innych przypadków, gdzie stan techniczny określono szczegółowo. Należy przy tym również uwzględnić oddziaływanie deformacji górniczych podłoża, wywołanych dokonaną eksploatacją. 4. Podsumowanie 1. Znaczna część istniejącej na terenach górniczych sieci wodociągowej i gazowej jest zbudowana z rurociągów stalowych, zabezpieczonych kompensatorami na deformacje podłoża. W sieciach tych stosowane są głównie kompensatory nasuwkowe, dwustronne lub jednostronne w wodociągach magistralnych, oraz dławikowe stosowane w gazociągach i wodociągach o mniejszych średnicach. Rurociągi o najmniejszych średnicach i przyłącza do budynków w sieciach rozdzielczych nie były wyposażane w kompensatory. 2. Kompensatory posiadają określoną początkową zdolność dylatacyjną, zaprojektowaną do przejmowania prognozowanych w okresie budowy rurociągu wartości wskaźników deformacji podłoża. Zdolność ta na skutek oddziaływania deformacji podłoża, powodowanych podziemną eksploatacją górniczą, ulega istotnym zmianom, a niekiedy całkowitemu wyczerpaniu. 3. Górnicze deformacje podłoża powodują nieszczelności złączy kompensatorów rurociągów stalowych, ujawniające się podczas ruchów podłużnych i odchyleń kątowych segmentów rurowych. Jest to najczęstsza przyczyna awarii rurociągów poddanych oddziaływaniu eksploatacji górniczej. Deformacje podłoża mają wpływ na stan techniczny rurociągów i kompensatorów, który ulega zmianie również na skutek oddziaływania środowiska gruntowego i środowiska wewnętrznego. 4. Podjęcie eksploatacji górniczej, która będzie oddziaływała na istniejące rurociągi stalowe zabezpieczone kompensatorami, w szczególności na wodociągi magistralne i gazociągi, wymaga oceny ich aktualnej odporności na deformacje podłoża. 5. Ocena odporności kompensatorów na górnicze deformacje podłoża polega na: ocenie odporności kompensatorów z uwagi na ich aktualne zdolności dylatacyjne przez określenie dopuszczalnych wartości odkształceń przy założonym poziomie prawdopodobieństwa ich nieprzekroczenia i uwzględnieniu dokładności zastosowanej metody pomiarowej, ocenie możliwości prawidłowej pracy złączy przez określenie prawdopodobieństwa zachowania szczelności podczas oddziaływania deformacji podłoża na podstawie oceny ich stanu technicznego i analizy awaryjności analizowanego odcinka rurociągu. 6. Ocena odporności rurociągu na górnicze deformacje podłoża polega na: określeniu sprawności wszystkich kompensatorów przy założeniu takich samych poziomych odkształceń podłoża wzdłuż jego osi dla rozpatrywanego odcinka rurociągu i ich układu, lub dla prognozowanych wartości kierunkowych odkształceń wzdłuż osi rurociągu, uwzglednieniu struktury niezawodnościowej analizowanego odcinka rurociągu, wykonaniu sprawdzających obliczeń statyczno- -wytrzymałościowych dla wybranych elementów rurociągu i ocenie odporności rurociągu ze względu na oddziaływanie dodatkowych sił i momentów zginających. 7. Ocena odporności rurociągów stalowych napotyka na wiele trudności przy określeniu ich zabezpieczeń na górncze deformacje podłoża, gdyż dość często brakuje dokumentacji technicznej, z której wynikałby zakres zastsowanych zbezpieczeń oraz lokalizacja kompensatorów. Ponadto dokonana eksploatacja przyczynia sie do zmian możliwości przejmowania wpływów eksploatacji górniczej przez rurociągi stalowe. Publikację wykonano wyniki badań prowadzonych w ramach działanosci statutowej nr Głównego Instyttu Górnictwa Literatura 1. Holtoś H., Mielcarzewicz E.: Warunki i ocena niezawodności działania sieci wodociągowych i kanalizacyjnych na terenach górniczych. Monografia nr 56. Oficyna Wydawnicza Politechniki Wrocławskiej. Wrocław Jachim K., Kalisz P. Awarie sieci gazowych na terenach górniczych. Materiały konferencji nt. Bezpieczeństwo i Ochrona Obiektów Budowlanych na Trenach Górniczych. Główny Instytut Górnictwa. Ustroń Jaromin-Głodniok E., Kalisz P.: Wpływ eksploatacji górniczej na korozyjność wodociągów stalowych. Kwartalnik Głównego Instytutu Górnictwa 2008, Nr 6, s Jóźwik M., Jaśkowski W.: Monitoring przemieszczeń rurociągu na nasuwkach kompensacyjnych. Zeszyty Naukowe Politechniki Śląskiej Nr Górnictwo 2007, Zeszyt 278, s Kowalski A., Mkrosz R.: Sieci uzbrojenia podziemnego na terenach górniczych. Materiały szkolenia seminaryjnego Polskiego Zrzeszenia Inżynierów i Techników Sanitarnych. Katowice, Gliwice Kuś K. (red): Podstawy projektowania układów i obiektów wodocią-

34 32 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 gowych. Wybrane zagadnienia. Skrypt Politechniki Śląskiej Nr Gliwice Kwiatek J. (red): Obiekty budowlane na terenach górniczych. Główny Instytut Górnictwa. Katowice Kwietniewski M., Kłoss-Trębaczkiewicz H., Roman R.: Niezawodność wodociągów i kanalizacji. Arkady. Warszawa Kwietniewski M. i inni: Wpływ różnych czynników na uszkadzalność przewodów sieci wodociągowych w świetle eksploatacyjnych badań niezawodności. Gaz, Woda i Technika Sanitarna 2002, Nr 10, s Kwietniewski M., Sudoł M.: Ocena uszkadzalności przewodów tranzytowych w świetle eksploatacyjnych badań niezawodności. Gaz, Woda i Technika Sanitarna 2002, Nr 9, s Mokrosz R.: Wprowadzenie do mechaniki budowli liniowych zagłębionych w gruncie na terenach górniczych., Zakład Narodowy im. Ossolińskich PAN. Wrocław Popiołek E.: Rozproszenie statystyczne odkształceń poziomych terenu w świetle geodezyjnych obserwacji skutków eksploatacji górniczej. Zeszyty Naukowe AGH. Geodezja z. 44. Kraków Popiołek E., Sroka A., Hejmanowski R.: Probabilistyczna metoda oceny stopnia zagrożenia obiektów na skutek podziemnej eksploatacji górniczej. Bezpieczeństwo Pracy i Ochrona Środowiska w Górnictwie. Kwartalnik WUG 1994, Nr 1, s Zięba M. Kalisz P.: Wpływ eksploatacji górniczej na zdolności dylatacyjne nasuwek kompenascyjnych wodociągów magistralnych. Materiały konferencji nt. Bezpieczeństwo i Ochrona Obiektów Budowlanych na Trenach Górniczych. Główny Instytut Górnictwa. Rytro Zuber T.: Wpływ eksploatacji górniczej na uszkadzalność sieci wodociągowych i kanalizacyjnych na obszarze wybranych miast Śląska. Gaz, Woda i Technika Sanitarna 1999, Nr 6, s Zwiększajmy prenumeratę najstarszego czołowego miesięcznika Stowarzyszenia Inżynierów i Techników Górnictwa! Liczba zamawianych egzemplarzy określa zaangażowanie jednostki gospodarczej w procesie podnoszenia kwalifikacji swoich kadr!

35 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 33 UKD :622.83/.84:622.2 ( ) prawdziwy postęp dokonuje się przez zmierzenie się z problemem. K. R. Popper Eksploatacja górnicza w filarze ochronnym dla śródmieścia Bytomia, historia i teraźniejszość Mining exploitation in safety pillar for the city centre of Bytom, history and the present mgr inż. Leonard Klabis*) Dr hab. inż. Andrzej Kowalski** ) Treść: Artykuł zawiera genezę eksploatacji w filarze ochronnym dla śródmieścia Bytomia, uwarunkowania geologiczne i górnicze, syntetyczną charakterystykę dokonanej eksploatacji, dane o deformacjach powierzchni i wstrząsach górniczych, a także spowodowanych nią szkodach górniczych. Sumarycznie z filara ochronnego dla Bytomia do końca 2013 r. wyeksploatowano ponad 100 mln ton. węgla kamiennego. W ostatnich latach zakres i koncentracja eksploatacji w filarze ochronnym znacznie się zmniejszyły. Podjęcie eksploatacji w filarze śródmieścia było trudnym i ryzykownym przedsięwzięciem. Jak w każdym tego rodzaju przedsięwzięciu zanotowano zarówno doświadczenia pozytywne, jak i negatywne. Abstract: This paper describes the history of mining exploitation in safety pillar for the city centre of Bytom, geological and mining conditions, synthetic characteristics of conducted mining, data of surface deformations and mining tremors, as well as damage caused by mining. More than 100 million tons of coal from the safety pillar in Bytom city had been exploited to the end of In recent years, the scope and concentration of mining exploitations in the safety pillar have significantly decreased. Originally, mining exploitation in the safety pillar in the city centre was a difficult and risky operation. Both positive and negative experience was noted as in any such operation. Słowa kluczowe: górnictwo, deformacje powierzchni, wstrząsy górnicze, pomiar, szkody górnicze Key words: mining, surface deformations, mining tremors, measurement, mining damage 1. Wprowadzenie W polskim górnictwie węgla kamiennego zmienia się punkt widzenia na prowadzenie eksploatacji pod terenami zabudowanymi. W latach siedemdziesiątych ubiegłego stulecia z filarów ochronnych dla obiektów na powierzchni i dla szybów wydobycie węgla kamiennego stanowiło około 40 % wydobycia całkowitego. * ) Kompania Węglowa SA Oddział KWK Bobrek-Centrum ** ) Główny Instytut Górnictwa w Katowicach. Od 1989 roku narasta niezadowolenie społeczne z uwagi na występowanie szkód powodowanych działalnością górniczą, w tym górnictwa węgla kamiennego. Skutkuje to odstępowaniem od eksploatacji górniczej pod terenami zabudowanymi, miastami. W 2014 roku, w Górnośląskim Zagłębiu Węglowym prowadzi się eksploatację tylko w jednym dużym filarze ochronnym miasta, pod zwartą zabudową Bytomia. Z uwagi na restrukturyzację kopalń Kompanii Węglowej, jaki i uwarunkowania ochrony powierzchni, będzie to ostatni rok eksploatacji pod śródmieściem Bytomia. Jest (była) to eksploatacja na największą skalę w historii polskiego gór-

36 34 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 nictwa, prowadzona od 1950 roku. W 2011 roku sumaryczne wydobycie z tego filara ochronnego przekroczyło 100 mln ton. Bytom jest jednym z najstarszych miast Śląska, powstał w 1254 r. w związku z eksploatacją rud srebra i ołowiu występujących blisko powierzchni w warstwach dolomitów kruszconośnych. Eksploatacja zasobnego złoża węgla kamiennego na obrzeżach śródmieścia Bytomia jest prowadzona od połowy XIX wieku. Celem artykułu jest przedstawienie genezy eksploatacji w filarze ochronnym Bytomia, zakresu dokonanej eksploatacji, powstałych deformacji i wstrząsów górniczych. Scharakteryzowano także problemy występujące współcześnie w mieście w związku z prowadzoną eksploatacją górniczą. Artykuł przygotowano na podstawie prowadzonych, między innymi w Głównym Instytucie Górnictwa badań i wykonywanych prac dla kopalni Bobrek-Centrum dotyczących opiniowania planów ruchu na lata Ponadto, wykorzystano także monograficzne opracowanie, z okazji wydobycia 50 mln tonę węgla kamiennego z filara ochronnego śródmieścia, z 1977 r. [1, 3, 5, 6, i 10] oraz publikacje oceniającą dokonaną eksploatację w 1993 r. [7]. 2. Geneza eksploatacji w filarze ochronnym miasta Filar ochronny dla zabudowy śródmieścia Bytomia, w jego aktualnie obowiązującym zakresie, ustanowiono w 1948 roku (rys. 1). Powierzchnia terenu chronionego wynosi 4,25 km 2, a miasta 38 km 2. Oszacowane zasoby przemysłowe wysokokalorycznego węgla kamiennego wynosiły około 170 mln ton [1]. Na rysunku 1 przedstawiono charakterystyczne obiekty w mieście, od zachodu poza terenem chronionym szyby ruchu Centrum (wcześniej kopalni Dymitrow ), staw południowy, Urząd Miasta, a obrębie terenu chronionego, dworzec PKP, rynek i kościół pod wezwaniem św. Jacka. W rejonie niecki bytomskiej, poza granicami filara ochronnego miasta, eksploatacja węgla kamiennego była prowadzona przez kopalnie: Szombierki od 1855 r., Centrum od 1879 r., Rozbark od 1870 r. oraz Bobrek i Miechowice od 1902 r. Choć eksploatacja tych kopalń nie naruszała terenu śródmieścia, jej skutkiem były deformacje i uszkodzenia budynków w rejonie późniejszej granicy terenu chronionego. Przed 1945 rokiem rozważano możliwość podjęcia eksploatacji pod miastem. Od tego projektu odstąpiono, ponieważ uważano, że ze względu na skalę przewidywanych szkód będzie konieczne przeniesienia miasta poza nieckę węglową [5]. Projekt został ponownie podjęty w 1949 r. Wykonane wówczas analizy techniczno-ekonomiczne uzasadniały celowość i możliwość eksploatacji górniczej węgla pod miastem. Przewidywane szkody górnicze oceniono za możliwe do bieżącego usuwania [1, 5, 6]. Ważnym krokiem do rozpoczęcia eksploatacji było powstanie polskich teorii ruchów górotworu spowodowanych podziemną eksploatacją górniczą. Podstawą merytoryczną podjęcia eksploatacji w filarze ochronnym śródmieścia Bytomia była ekspertyza W. Budryka i S. Knothego z 1949 r. Podstawowym aktem prawnym zezwalającym na eksploatację pokładów w obrębie filara ochronnego była Uchwała nr 396/55 Prezydium Rządu Polski z 4 czerwca 1955 r. Kolejne plany ruchu obejmujące eksploatację pod miastem były i są opiniowaneprzez Komisję do spraw Ochrony Powierzchni Rys. 1. Granice terenu chronionego dla śródmieścia Bytomia i obszarów górniczych kopalń z 1949 r. oraz charakterystyczne obiekty Fig. 1. Boundaries of the protected area for the city centre of Bytom and mining areas of mines from 1949, and characteristic objects

37 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 35 Rys. 2. Schematyczny przekrój geologiczny przez filar ochronny (południe-północ) [2], lokalizację przekroju przedstawiono na rys. 1 i 3 Fig. 2. Schematic geological cross-section of safety pillar (south-north) [2], the location of section is shown in Fig. 1 and Fig. 3 przy Wyższym Urzędzie Górniczym, najczęściej w odstępach dwu lub trzyletnich. 3. Warunki geologiczne w filarze ochronnym Rozbark o zrzucie m oraz uskokiem bytomskim o zrzucie do 20 m i kierunku diagonalnym z południowego zachodu na północny-wschód. Uskoki nie są zawodnione, górotwór w sąsiedztwie płaszczyzn uskokowych wykazuje spękanie i słabą zwięzłość skał. Bytom jest położony nad niecką geologiczną w warstwach karbońskich, zasobnych w bogate złoże węgla kamiennego. Nad nią zalegają warstwy czwartorzędu i triasu, w którym występowały dolomity kruszconośne (rys. 2) Czwartorzęd charakteryzuje się zmiennością wykształcenia litologicznego, miąższości i zalegania. Zbudowany jest głównie z glin zwałowych i piaszczystych, piasków, żwirówi iłów. Miąższość czwartorzędu zmienia się w przedziale m. Utwory triasu są reprezentowane przez warstwy triasu środkowego (wapień muszlowy) oraz triasu dolnego (pstry piaskowiec), o łącznej miąższości w granicach od 40 m do 170 m. Złoże rud srebra, cynku i ołowiu występuje w warstwach dolomitów kruszconośnych wapienia muszlowego, przeważnie w jednej lub w dwóch ławach, na głębokości m. Miąższość warstwy kruszconośnej wynosi od kilku centymetrów do kilku metrów. Karbon stanowi kompleks iłowcowo-mułowcowo-piaskowcowy z pokładami węglawarstw rudzkich(od 404 do 419), siodłowych (od 501 do 510) i porębskich (najgrubszych 615 i 620). W filarze ochronnym zalegają 22 pokłady węgla kamiennego, z czego prawie połowa jest eksploatowanych w filarze ochronnym. W stropie pokładu 504 zalega ława zwięzłego piaskowca o grubości m, a nad pokładami 507 i 510 ława o grubości kilkunastu metrów. Grubości pokładów wynoszą od 0,8 m do 9,0 m. Węglonośność warstw karbońskich wynosi 7,2 %. Głębokość zalegania eksploatowanych pokładów wynosi od stu kilkudziesięciu metrów na wychodniach karbonu do ponad 1000 m w dnie niecki geologicznej (pokład 620). Pokład 510 zalega około 900 m, 615 zalega około 180 m pod pokładem 510, a pokład 620 około 40 m pod pokładem 615. Złoże pod miastem jest wykształcone w formie niecki o dwóch skrzydłach: południowym o nachyleniu do 45ºi północnym do 10º, (rys. 2). Rozciągłość pokładów z uwagi na ich nieckowate zaleganie zmienia się. Oś niecki pod śródmieściem przebiega prawie równoleżnikowo, na powierzchni pokrywa się z ulicą Wrocławską i posiada wznios kilka stopni w kierunku wschodnim. Złoże w rejonie terenu chronionego jest przecięte dwoma głównymi uskokami: radzionkowskim na granicy z kopalnią 4. Dokonana eksploatacja górnicza w filarze ochronnym 4.1. Eksploatacja rudna Eksploatację złoża rudy cynku i ołowiu prowadzono przede wszystkim w XIX i XX wieku, przed ustanowieniem filara, głównie we wschodniej i północno-wschodniej częścimiasta. W latach eksploatacja była prowadzona w części środkowej i północnej miasta na głębokości m. Została udokumentowana na mapach Karte des OberschlesischenErzbergbaus wydanych przez Wyższy Urząd Górniczy we Wrocławiu w 1912 r. w skali 1: Po 1949 roku eksploatację złoża rudy prowadziły kopalnie zrzeszone w Kombinacie Górniczo-Hutniczym Orzeł Biały. Zakres tej eksploatacji obejmował: Część wschodnią filara ochronnego, gdzie do 1964 roku wybierano 2 warstwy o wysokości do 4,5 m,na głębokości 75 m, gdzie zroby wypełniano podsadzką utwardzoną. Część północno-wschodnią filara ochronnego, gdzie eksploatację prowadzono na głębokości około 100 m,na wysokość 3,5 m, z podsadzką utwardzoną i płynną. Eksploatację zakończono w 1974 roku, a likwidację wyrobisk poziomych i szybików w Lokalnie w centrum, gdzie eksploatowano z podsadzką hydraulicznązłoże występujące w formie gniazd na głębokości około 50 m. prowadzono ją na wysokość 2,5 m, pasami o szerokości 7,0 m, przedzielonymi pasami calizny o szerokości 3,5 m, były to eksploatacje prowadzone w latach sześćdziesiątych ubiegłego stulecia. Z przeprowadzonych w 1984 roku analiz wynika, że po likwidacji pustek przez podsadzenie zrobów, w śródmieściu Bytomia nie występuje zagrożenie deformacjami typu zapadliskowego, związanych z podbieranymi wyrobiskami po eksploatacji rudnej [7] Eksploatacja złoża węgla kamiennego Filar ochronny dla miasta został głównie wyznaczony w obszarach górniczych dwóch kopalń, północna część to ob-

38 36 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 szar kopalni Centrum a południowa kopalni Szombierki. Na wschodzie i na południowo-wschodnim obrzeżu w nieznacznym zakresie obejmował obszar górniczy kopalni Rozbark (rys. 1 3). W późniejszym okresie nazwy kopalń ulegały zmianie. Były one łączone i wydzielano z nich części, które zazwyczaj podlegały likwidacji. Dla przejrzystości, w dalszej części artykułu stosowane są zazwyczaj pierwsze nazwy kopalń. Wyjątkiem jest aktualna sytuacja, gdyż eksploatację w filarze i jego sąsiedztwieprowadzitylko kopalnia Bobrek-Centrum, a jej obszar górniczy obejmuje północną część filara. Wśród zmian, jakie nastąpiły w trakcie eksploatacji w filarze ochronnym śródmieścia Bytomia należy wymienić: 1950 zmiana nazwy kopalni Centrum na Dymitrow, 1990 przywrócenie nazwy Centrum, 1993 połączenie kopalń Centrum i Szombierki i utworzenie kopalni Centrum-Szombierki, 1999 rozpoczęcie likwidacji KWK Centrum- Szombierki i wydzielenie z niej Zakładu Górniczego Centrum, 2005 połączenie kopalń ZG Centrum i ZG BYTOM III (dawniej KWK Bobrek ) w jedną kopalnię pod nazwą KWK Bobrek-Centrum Założenia prowadzenia eksploatacji w filarze ochronnym Zasady eksploatacji w filarze ochronnym, opracowane na podstawie opinii W. Budryka i S. Knothego, były następujące [2]: Stosowanie dobrej podsadzki, zapewniającej współczynnik eksploatacyjny a= 0,12. Utrzymanie deformacji powierzchni, co najwyżej II kategorii terenu górniczego, a graniczne dopuszczalne wartości odkształceń poziomych powinny wynosić ±3,0 mm/m. Żeby odkształcenia poziome powodowane eksploatacją jednego pokładu lub warstwy były minimalizowane, należało tak dobierać odległości między frontami, aby nie następowało niekorzystne ich sumowanie się. Równomierna eksploatacja w rejonie granicy kopalń Szombierki i Dymitrow. Różnica liczby wybieranych pokładów nie większa niż 2, a odkształcenia poziome nad granicą nie większe od ±3,0 mm/m. Wybieranie bez pozostawienia resztek. Eksploatację planowano prowadzić w trzech etapach (rys. 3): 1. W etapie I kopalnia Szombierki miała eksploatować pokłady w skrzydle południowym niecki geologicznej (w części południowej filara ochronnego), w kierunku na wschód i zachód, do poziomu eksploatacyjnego (wyrobisk udostępniających) 510 m. 2. W etapie II kopalnia Szombierki miała eksploatować z głębszych poziomów (w dnie niecki geologicznej w części środkowej filara), od granicy z kopalnią Centrum do zrobów po eksploatacji w etapie I, również w kierunku na wschód i zachód. 3. W etapie III eksploatację w północnej części filara miała prowadzić kopalnia Centrum, a w części środkowej kopalnia Szombierki Realizacja eksploatacji złoża węgla kamiennego W etapie I, od 1950 roku kopalnia Szombierki prowadziła eksploatację w skrzydle południowym niecki w pokładach 414/3, 417, 419, 501, 504 i 507, w układzie poprzecznym, w kierunku zachodnim i wschodnim, z podsadzką hydrauliczną. Sumaryczna grubość wybranych pokładów wynosiła 16,0 17,4 m. Rozpoczęcie eksploatacji w południowej części filara i rozprzestrzenienie się jej ku północy zapewniało zachowanie istniejących spadków kanalizacji miasta i jej prawidłowe funkcjonowanie. Etap II eksploatacji podsadzkowej rozpoczęła kopalnia Szombierki w części środkowej filara, w pokładzie 417 o średniej grubości 2,0 m, podobnie kopalnia Centrum w pokładzie 417w 1962 rokuod granicy z kopalnią Szombierki w kierunku północno-wschodnim. Etap III. W części południowej przedmiotem eksploatacji były pokłady 412/3, 414/1 i dwie warstwy pokładu 509/510. Podczas eksploatacji pokładu 504 w części dennej niecki geologicznej na całą grubość, rozpoczętej w 1963 r., z uwagi na pojawiające się zagrożenie tąpaniami zmieniono system eksploatacji. W pierwszej kolejności wybrano górną warstwę z podsadzką hydrauliczną na wysokość 2,2 m, a następnie warstwę dolną. Pomimo tego w 1970 roku, w ramach profilaktyki przeciwtąpaniowej konieczne było zatrzymanie eksploatacji pokładu 504 i przystąpienie do eksploatacji kolejnego pokła- Rys. 3. Schemat eksploatacji w filarze ochronnym miasta Bytomia według założeń z 1950 r. [2] Fig. 3. Diagram of exploitation in safety pillar of Bytom city according to the principles from 1950 [2]

39 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 37 Rys. 4. Eksploatacja kopalni Bobrek-Centrum prowadzona i projektowana w okresie Fig. 4. Designed and conducted exploitation of Bobrek-Centrum mine in the period du 507 na wysokość 2,2 m z zawałem stropu ( ). W 1975 roku kopalnia Szombierki w najgłębszej części niecki geologicznej, od 850 m do 900 m, podjęła eksploatację górnej warstwy pokładu 509/510 z zawałem stropu na wysokość 1,8 m. Kopalnia Centrum kolejno eksploatowała pokłady 418, 419, 501 i 414/1 z podsadzką hydrauliczną. W 1976 roku, podczas eksploatacji pokładu 507 nastąpiła zmiana sytemu kierowania stropem. Eksploatowano na przemian ścianami z podsadzką hydrauliczną i zawałem stropu. W okresie od 1979 do 2004 roku eksploatację w filarze ochronnym w nieznacznym zakresie prowadziła kopalnia Rozbark (późniejszy Zakład Górniczy Bytom II ). Największa sumaryczna miąższość wybranych pokładów wynosi do 29 m,w części południowej, gdzie eksploatowano z podsadzką hydrauliczną.w części środkowej miąższość kształtowała się od 18,5 m (część zachodnia) do 23,0 m (część wschodnia). Na kopalni Centrum sumaryczna miąższość wynosiła od 12,4 m na południu do 19,0 m na północy. W 1999 roku w związku z likwidacjączęści kopalni Centrum-Szombierki, zakończono eksploatację w obszarze górniczym kopalni Szombierki. Zmieniono też przebieg południowej granicy obszaru górniczego kopalni Centrum (rys. 4). Poza filarem ochronnym, na północny zachód i na północ, wyeksploatowano złoże o sumarycznej miąższości około 50 m, głównie z zawałem stropu. Głębokość eksploatacji była największa w części dennej niecki geologicznej, gdzie dochodziła do 900 m, (południowo-zachodnia część filara). Eksploatowane pokłady najpłycej zalegały w części południowej filara na głębokości od 200 m oraz w części północno-wschodniej od 330 m. W latach na północny zachód od terenu chronionego miasta kopalnia Bobrek-Centrum eksploatowała z zawałem stropu pokład 620, na wysokość 1,8 m, na głębokości m, nieznacznie naruszającym filar ochronny. Od 2012 roku eksploatuje z zawałem stropu pokład 615, na wysokość 1,8 m, na głębokości m,rys. 4. Aktualnie, 2014 r., w filarze ochronnym kopalnia Centrum eksploatuje jedną ścianą nr 4 z podsadzką hydrauliczną w dolnej warstwie pokładu 510, (rys.4). Największe wydobycie z filara ochronnego było w latach , rocznie 3,3 4,6 mln ton, (rys. 5). W tym okresie kopalnia Szombierki eksploatowała pokłady zagrożone tąpaniami. Od 1997 r. i później od 2002 r. wydobycie wyraźnie zmniejszało się. W ostatnich pięciu latach ( ) wydobycie wahało się od 106 tys. do 387 tys. ton/rok (rys. 5). W 2013 r. kopalnia Bobrek-Centrum wydobyła sumarycznie na dwu ruchach tys. ton węgla, a z filara dla śródmieścia 341 tys. ton. Oznacza to, że wydobycie z filara ochronnego śródmieścia stanowi część jej całkowitego wydobyciu. Z filara ochronnego dla śródmieścia Bytomia do końca 2013 roku wyeksploatowano nieco ponad 101 mln ton węgla kamiennego. Prowadzona eksploatacja ścianą 4 z podsadzką hydrauliczną pokładu 510 w warstwie dolnej zostanie zakończona w pierwszym kwartale 2015 r. Planowana wcześniej (w 2012 r.) eksploatacja kolejnej ściany 4a z podsadzką nie będzie prowadzona. Eksploatacje ścianami 1 i 2 w pokładzie 615, ścianą 1 nieznacznie naruszającą w pokładzie filar ochronny dla śródmieścia, została zakończona w grudniu 2013 r. Poza filarem ochronnym kopalnia rozpoczęła w 2014 r. eksploatację z zawałem stropu ścianą 4 w pokładzie 620, w którym będzie kontynuowana, jednak pod terenami niezabudowanymi, na północny-zachód od śródmieścia Bytomia (rys. 4). Planowana eksploatacja ściany 1a z zawałem stropu z uwagi na uwarunkowania geologiczne, nie będzie prowadzona.

40 38 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 Rys. 5. Wydobycie z filara ochronnego dla śródmieścia Bytomia Fig. 5. Extraction from safety pillar for the city centre of Bytom Reasumując, z początkiem 2015 r. eksploatacja górnicza w filarze ochronnym dla śródmieścia Bytomia będzie zakończona! 5. Deformacje powierzchni 5.1. Pomierzone deformacje na terenie chronionym Na terenie chronionym śródmieścia Bytomia prowadzi się, dwa razy w roku, pomiary wysokościowe i długości na liniach wzdłuż głównych ulic. Ostatnią serię, objętą analizą, wykonano w listopadzie 2012 roku. Wyniki pomiarów są każdorazowo opracowane w postaci map izolinii obniżeń i wykresów odkształceń poziomych. Dokonana eksploatacja górnicza spowodowałana terenie chronionym powstanie niecki o maksymalnym obniżeniu 7 m (rys. 6), które występuje w części centralnej. Większe obniżenia poza terenem chronionym są spowodowane pozafilarową eksploatacją górniczą. W ostatnim półroczu 2013 r. przyrost obniżeń w śródmieściu był nieznaczny, wynosił do 0,06 m. Odkształcenia poziome w śródmieściu Bytomia dokumentuje się od około 60 lat. Przy czym wyniki pomiarów, od 30 lat przedstawia się na wykresach za okres ostatnich 10 lat [2]. Zasadę tę wprowadzono wychodząc z założenia, że o ile obiekt nie uległ trwałemu odkształceniu lub uszkodzeniu, to oddziaływanie deformacji zanika z czasem w całości lub częściowo. W okresie od listopada 2002 roku do listopada 2012 roku wartości pomierzone odkształceń poziomych generalnie kształtowały się w granicach od -0,8 do +1,3 mm/m, czyli nie przekroczyły dopuszczalnych dla I kategorii terenu górniczego. Przyrosty półroczne odkształceń poziomych w ostatnich dwóch latach były rzędu ±0,3 mm/m. Prowadzenie eksploatacji w większym zakresie poza filarem ochronnym na północny-zachód i na północ od jego granicy, generalnie w terenie niezabudowanym, spowodowało, że obliczone teoretycznie obniżenia poza terenem chronionym wynoszą około 30 m (rys. 8) Parametry teorii wyznaczone na podstawie pomierzonych obniżeń Deformacje powierzchni w obrębie terenu chronionego i poza nim są analizowane w Głównym Instytucie Górnictwa i na Politechnice Śląskiej, także w celu korygowania parametrów teorii Knothego-Budryka, stosowanej do prognozowania deformacji. Z wyników pomiarów obniżeń spowodowanych eksploatacją z podsadzką hydrauliczną pokładu 414/1 w latach wyznaczono parametry teorii. Eksploatacja ta spowodowała powstanie niecki, z największym obniżeniem 475 mm. Nieckę charakteryzuje duża wartość obrzeża eksploatacyjnego oraz współczynnik eksploatacyjny a =0,23. Wyznaczony parametr górotworu tgβ wynosił około jedności, co może wynikać z uwzględnienia w dopasowaniu tzw. obrzeża eksploatacyjnego i oddziaływania na analizowane punkty eksploatacji zewnętrznej. Do prognozowania deformacji spowodowanych eksploatacją z podsadzką stosowano wartość tgβ = 1,5, a współczynnika eksploatacyjnego a = 0,25. Pozwalało to uzyskać wyniki obliczeń wskaźników deformacji charakteryzujące się większym stopniem pewności Deformacje obliczone, matematycznie modelowane W celu pełniejszej oceny wpływu dokonanej eksploatacji na śródmieście Bytomia wykonano obliczenia deformacji, tzw. re prognozę, albo modelowanie matematyczne. Obliczenia dokonano wzorami teorii Knothego-Budryka przy zastosowaniu programu Szkody wer.5.0, autorstwa E. Jędrzejca, dla następujących wartości parametrów teorii: współczynnika eksploatacyjnego dla podsadzki a=0, 25, dla zawału stropu od a=0,6 do a=0,9, a parametr górotworu od tgβ = 1,5 do tgβ = 2,0. W obliczeniach uwzględniono wpływy eksploatacji dokonanej w sąsiedztwie filara ochronnego oraz sumowanie się deformacji w ujęciu chronologicznym (narastanie deformacji w czasie), a także wpływ nachylenia warstw karbońskich. Wyniki obliczeń w postaci izolinii ekstremalnych wskaźników deformacji przedstawiono na rysunkach 8 11, na których znajdują się kolejno obniżenia, nachylenia, odkształcenia

41 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 39 Rys. 6. Izolinie pomierzonych obniżeń terenu chronionego śródmieścia Bytomia za okres lat Fig. 6. Isolines of measured subsidence for the protected area of the city centre of Bytom for the years Rys. 7. Wykresy pomierzonych odkształceń poziomych za okres lat Fig. 7. Graphs of measured horizontal strains for the years poziome o charakterze rozciągania (tzw. maksymalne) i odkształcenia poziome o charakterze ściskania (tzw. minimalne). Z rysunków tych wynika, że: Obniżenia w granicach terenu chronionego dla śródmieścia wynoszą do 7,0m, a przy północnej granicy terenu chronionego 4,0 6,0 m, na północ od granic terenu chronionego w terenie niezabudowanym obniżenia wynoszą około 30,0 m. Zarówno jakościowo i ilościowo obliczone obniżenia w obrębie terenu chronionego dla śródmieścia są analogiczne jak pomierzone przedstawione na rysunku 6. Maksymalne nachylenia w granicach terenu chronionego wynoszą na znacznej powierzchni od 2,5 do 5,0 mm/m, przy północnej granicy terenu chronionego do 10 mm/m. Poza terenem chronionym, w terenie niezbudowanym, nachylenia przekraczają 15 mm/m. Zakładając sumowanie się odkształceń poziomych w rejonach krawędzi eksploatacyjnych maksymalne (rozciągające) odkształcenia poziome w granicach terenu chronionego wynoszą od +1,5 do +3,0 mm/m, przy czym przy północnej granicy terenu chronionego wynoszą około +9,0 mm/m. Poza terenem chronionym, w terenie niezbudowanym, odkształcenia poziome przekraczają +15mm/m. Odkształcenia poziome minimalne (ściskające) w granicach terenu chronionego wynoszą do -3,0 mm/m. Poza terenem chronionym, w terenie niezbudowanym odkształcenia poziome są znaczne, przekraczają -15 mm/m.

42 40 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 Rys. 8. Obliczone obniżenia powierzchni Fig. 8. Calculated area subsidence Rys. 9. Obliczone maksymalne nachylenia terenu Fig. 9. Calculated maximum area tilt Rys. 10. Obliczone maksymalne odkształcenia poziome (o charakterze rozciągania) terenu Fig. 10. Calculated maximum horizontal strains (loosening) of the area

43 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 41 Rys.11. Obliczone minimalne odkształcenia poziome (o charakterze ściskania) terenu Fig. 11. Calculated minimum horizontal strains (compression) of the area 6. Wstrząsy górotworu W miarę rozwoju eksploatacji w filarze, głównie w partii dennej niecki bytomskiej i zwiększenia się wybranych przestrzeni w pokładach siodłowych zaczęło narastać zagrożenie wstrząsami, które generowały również tąpania, szczególnie w latach W dniu r. wystąpił największy wstrząs pod śródmieściem, o energii J [9]. Dlatego w rejonach szczególnie zagrożonych tąpaniami odstępowano od zasady prowadzenia eksploatacji z podsadzką hydrauliczną. Ale przede wszystkim zmniejszono w istotnym zakresie wydobycie z filara ochronnego (rys. 4). Wykaz ilościowy energii wstrząsów w ostatnim dziesięcioleciu dla eksploatacji w filarze ochronnym i obszaru górniczego kopalni Bobrek-Centrum przedstawiono na rysunku 12. W ostatnim dziesięcioleciu liczba wstrząsów wysokoenergetycznych zmalała, co związane jest głównie z ograniczeniem wydobycia. Wystąpił tylko jeden wstrząs o energii rzędu 10 7 J, podczas gdy na pozostałej części obszaru górniczego wystąpiło 14 wstrząsów. Na powierzchni jest prowadzona rejestracja drgań, w ostatnich kilku latach na czterech stanowiskach pomiarowych: w Bytomiu i jednym w Piekarach Śląskich. Największe zarejestrowane wartości przyspieszeń drgań powierzchni drgań wynoszą 312 mm/s 2. Czasy trwania drgań najczęściej wynoszą 1,5 3,0 s. Według skali GSI-GZW KW drgania te odpowiadają skutkom będącym na granicy I i II stopnia. 7. Szkody powodowane deformacjami i wstrząsami górniczymi Zabudowę kubaturową śródmieścia w obrębie terenu chronionego tworzą głównie wielorodzinne budynki mieszkalne Rys. 12. Liczba wstrząsów rejestrowanych w granicach filara ochronnego dla śródmieścia i na obszarze górniczym kopalni Bobrek-Centrum w latach Fig. 12. Number of registered mining tremors within the boundaries of safety pillar for the city centre and within the mining area of Bobrek-Centrum mine in the period of

44 42 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 wraz z obiektami użyteczności publicznej. Do większych i najważniejszych obiektów użyteczności publicznej należą: Kościół Rzymsko-Katolicki pod wezwaniem św. Barbary przy ul. Chełmońskiego, Państwowe Szkoły Budownictwa w Katowicach Zespół Szkół w Bytomiu oraz Centrum Kształcenia Ustawicznego im. Wojciecha Korfantego przy ul. Powstańców Śląskich, Zespół Szkół Ogólnokształcących Nr 3 przy ul. Powstańców Śląskich, Zespół Szkół Nr 6 przy ulicy Orląt Lwowskich, Szpital Górniczy przy al. Legionów. Dominującą część zabudowy stanowią stare budynki, wzniesione na początku XX wieku i w okresie międzywojennym. Większość starych budynków mieszkalnych jest usytuowana w zabudowie zwartej, tworząc tzw. ciągi uliczne. Wiele z nich tworzy rozległe kompleksy zabudowy w kształcie czworoboków zamkniętych, z oficynami i przybudówkami wewnątrz. Budynki w ciągach ulicznych często nie mają przerw dylatacyjnych. Niektóre z nich mają wspólne ściany szczytowe lub były dobudowywane na styk do już istniejących. Budynki użyteczności publicznej to przeważnie obiekty wolnostojące, jedno- lub wielosegmentowe. Stare budynki mieszkalne i użyteczności publicznej, w większości zostały wzniesione w technologii tradycyjnej i posiadają: fundamenty kamienne lub ceglane, ściany murowane z cegły z nadprożami ceglanymi, stropy piwnic ceramiczne, sklepione, stropy kondygnacji mieszkalnych drewniane i dachy drewniane. Budynki nowsze to przeważnie obiekty o konstrukcji tradycyjnej ulepszonej. Niektóre z nich zostały zaprojektowane z uwzględnieniem wpływów eksploatacji górniczej. Zabudowie kubaturowej na powierzchni towarzyszy infrastruktura techniczna. W latach , na skutek wysokoenergetycznych wstrząsów wystąpił problem uszkodzeń obiektów na powierzchni. Wówczas w trybie pilnym wykonano remonty uszkodzonych obiektów i zabezpieczono zagrożone elementy (kominy, sztukaterie na elewacji, pokrycia dachów). W ostatnim dziesięcioleciu deformacje powierzchni i wstrząsy górotworu spowodowały uszkodzenia obiektów na powierzchni, w szczególności starych budynków mieszkalnych i użyteczności publicznej. Większość z nich wykazuje dość znaczne naturalne zużycie elementów konstrukcji i wykończenia. Wiele budynków jest bardzo zaniedbanych. W niektórych widoczne są także stare, nieusunięte uszkodzenia w postaci zarysowań i pęknięć ścian, ceglanych sklepień i tynku stropów drewnianych. Wpływy eksploatacji górniczej spowodowały intensyfikację istniejących uszkodzeń. Największe, w postaci pęknięć ścian o rozwartości do 20 mm są obecnie widoczne w niektórych budynkach przy ulicach Rudzkiego, Piekarskiej, Woźniaka, Mickiewicza i Witczaka. W pozostałych uszkodzenia tego typu mają charakter pojedynczych rys o rozwartości do 3 mm. Pomimo przystosowania infrastruktury komunikacyjnej, wodociągowo-kanalizacyjnej, energetycznej i ciepłowniczej do przejęcia deformacji występowały awarie, uszkodzenia i uciążliwości dla mieszkańców. W celu zapewnienia bezpiecznego przejęcia przez obiekty zabudowy powierzchni wpływów projektowanej eksploatacji górniczej prowadzone są doraźne prace naprawcze i zabezpieczające. Ważniejsze obiekty kubaturowe, w tym niektóre ciągi zwartej zabudowy mieszkaniowej, są objęte nadzorem budowlanym, przez specjalistów budowlanych w trakcie ujawniania się deformacji. Wszystkie gazociągi w czasie ujawniania się wpływów eksploatacji górniczej są, w uzgodnieniu z ich zarządcą, objęte dodatkowymi obchodami kontrolnymi,w szczególności gazociągi stalowe. Awarie w obiektach infrastruktury technicznej są usuwane na bieżąco. 8. Ocena dokonanej eksploatacji w aspekcie zgodności z założeniami Pierwszą ocenę eksploatacji w filarze ochronnym przedstawił w 1977 roku prof. S. Knothe [1], stwierdzając, że szereg trudności zaburzyło realizację założoną koncepcją eksploatacji. Były to następujące problemy: a. Znaczne opóźnienie otwarcia przez kopalnię Szombierki głębszych poziomów eksploatacyjnych, co powodowało prowadzenie eksploatacji głównie do poziomu 510 (rys. 2) a także zwiększenie liczby wybieranych pokładów i przejściowe usytuowanie na tym poziomie większej liczby granic parcel eksploatacyjnych. Przy mniejszych od zakładanych odległościach między nimi w pasie równoległym do poziomu 510 wystąpiły odkształcenia większe od przewidywanych. b. W południowym skrzydle niecki, w obszarze jej przegięcia (rejon poniżej poziomów eksploatacyjnych 510 i 630), trudne było utrzymanie stropu i wyrobisk, co poskutkowało pozostawaniem niewybranych partii pomiędzy poziomem 510 a eksploatacją prowadzoną z niższych poziomów. Likwidacja tych resztek postępowała bardzo wolno, w części nie udało się ich zlikwidować. c. Złe warunki eksploatacyjne w zachodniej części filaru ochronnego dla miasta, poniżej poziomu 510 doprowadziły do opóźnienia eksploatacji w tej partii. d. Zagrożenia tąpaniami powodowały konieczność zmiany kolejności eksploatacji części pokładów oraz wybranie pewnych partii pokładów z zawałem stropu. W 1993 roku kolejną ocenę prowadzenia eksploatacji w filarze ochronnym śródmieścia Bytomia przedstawili R. Ogłodek i T. Zygadłowicz [7]. Po okresie wystąpienia wstrząsów wysokoenergetycznych stwierdzili, że: Podjęcie eksploatacji w filarze śródmieścia było przedsięwzięciem trudnym i ryzykownym. Notowano pozytywne doświadczenia, niestety były także i negatywne. Eksploatacja powodowała uciążliwości w życiu miasta i jego mieszkańców, co wynikało w części z tego, że zabudowa była stara i mało odporna na wpływy górnicze. Po 1993 roku problemy nie zmniejszyły się, pomimo, że kopalnie zaczęły ograniczać wydobycie, odstępując od eksploatacji niektórych pokładów w partii środkowej, a także ograniczając wydobycie w północnej części filara ochronnego. Obecnie (2014r.) w filarze ochronnym jest prowadzona jedna ściana z podsadzką hydrauliczną, przyrosty deformacji powierzchni i jej oddziaływanie na zagospodarowanie powierzchni są nieznaczne, mimo tego opinia mieszkańców jest krytyczna dla eksploatacji górniczej. Na ocenę eksploatacji pod śródmieściem mają z pewnością wpływ doświadczenia związane z usuwaniem dawnych szkód w obrębie śródmieścia i w jego sąsiedztwie. 9. Wnioski 1. Wydobycie węgla kamiennego w polskim górnictwie z filarów ochronnych pod terenami zabudowanymi jest ograniczane. Podobnie jest w kopalni Bobrek-Centrum, w której w ostatnich dziesięciu latach wydobycie z filara ochronnego dla śródmieścia Bytomia zmniejszyło się w sposób zasadniczy, w ostatnich pięciu latach z 1mln/ rok do maksymalnie 0,4 mln/rok. Z początkiem 2015 r. eksploatacja w filarze ochronnym dla śródmieścia zostanie zakończona. 2. Stan zabudowy i uzbrojenia powierzchni śródmieścia oraz dotychczasowe wpływy powodują, że nawet małe przyrosty deformacji na terenie chronionym i generowane

45 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 43 przez eksploatację wstrząsy są zauważalne dla użytkowników powierzchni i stanowią dla nich uciążliwość. Z tego powodu w trakcie prowadzenia eksploatacji górniczej prowadzone są naprawy szkód, obserwacje oraz nadzór budowlany, których celem jest eliminowanie zagrożenia dla bezpieczeństwa użytkowania obiektów na powierzchni. 3. Kopalnia Bobrek-Centrum eksploatuje w złożonych warunkach geologicznych i górniczych (zagrożenia tąpaniami i pożary) oraz ochrony powierzchni, dlatego prowadzi eksploatację zarówno z zawałem stropu i podsadzką hydrauliczną. W filarze ochronnym dla śródmieścia, gdzie zalega węgiel kamienny, o dobrej jakości, prowadzi eksploatację z podsadzką hydrauliczną. Eksploatację z zawałem stropu prowadzi poza terenem chronionym dla śródmieścia. Dzięki temu możliwe jest prowadzenie eksploatacji górniczej, która może sprostać wymogom gospodarki rynkowej, jeśli chodzi o produkt końcowy. Ponadto kopalnia w ramach podjętej strategii powiększyła obszar górniczy, wychodzącpoza zwartą aglomerację miejską. To również przyczynia się do ograniczenia deformacji w terenach zabudowanych. Selektywność i dekoncentracja, a także przygotowanie powierzchni na prognozowane deformacje i wstrząsy są zasadą prowadzonej i projektowanej eksploatacji kopalni. 4. Ocenę eksploatacji z filara ochronnego pod terenami zabudowanymi, nie tylko miasta Bytomia, można dokonać w dwóch aspektach: efektów ekonomicznych działalność kopalni powinna być rentowna ochrony powierzchni terenów górniczych ich mieszkańcy nie chcą uciążliwości powodowanych działalnością górniczą, więc należy je minimalizować. Dlatego szczególnie ważnym jest współdziałanie urzędów górniczych, władz miast i kierownictwa kopalń w zakresie zapobiegania powstawaniu szkód i naprawy uszkodzonych obiektów. Problem eksploatacji pod Bytomiem obecnie jest głównie problemem społecznym (ograniczenie bezrobocia w Bytomiu, oraz uciążliwości szkód dla jego mieszkańców), dlatego czasami jest wykorzystywany dla celów politycznych. Literatura: 1. Knothe S.: Założenia, dorobek poznawczy i praktyczny w zakresie ochrony powierzchni i eksploatacji w filarach ochronnych na przykładzie eksploatacji pod miastem Bytomiem. Zbiór referatów Sesji naukowo- -technicznej z okazji wydobycia 50 mln tony węgla z filara ochronnego pod miastem Bytom. Bytom Knothe S.: Eksploatacja górnicza w filarze ochronnym dla miasta Bytomia. W. Ochrona powierzchni przed szkodami górniczymi. Wyd. Śląsk. 1980, str Kociela W., Krajewski K., Baciński M: Przebieg działalności górniczej, jej aktualny stan i perspektywy na tle warunków geologiczno-górniczych. Zbiór referatów Sesji naukowo-technicznej z okazji wydobycia 50 mln tony węgla z filara ochronnego pod miastem Bytom. Bytom Kulczycki Z., Zgraja Z.: Eksploatacja górnicza pod terenami chronionymi w 1996r. Bezpieczeństwo pracy i ochrona środowiska w górnictwie. Miesięcznik Wyższego Urzędu Górniczego. Nr 11 (39) Lejczak W.:Geneza i podstawy oraz gospodarczo-społeczne rezultaty eksploatacji górniczej pod miastem Bytom. Zbiór referatów Sesji naukowo-technicznej z okazji wydobycia 50 mln tony węgla z filara ochronnego pod miastem Bytom. Bytom Naglik W.: Doskonalenie techniczno-organizacyjnych warunków prowadzenia eksploatacji oraz zasad skutecznej ochrony powierzchni przed szkodami górniczymi dla miasta Bytomia. Zbiór referatów Sesji naukowo-technicznej z okazji wydobycia 50 mln tony węgla z filara ochronnego pod miastem Bytom. Bytom Ogłodek R., Zygadłowicz T.: Eksploatacja górnicza w obrębie filara ochronnego śródmieścia Bytomia. Bezpieczeństwo pracy i ochrona środowiska w górnictwie. Kwartalnik Wyższego Urzędu Górniczego. Nr 3 (7) Osiecki A., Trzcionka P.: Obserwacje geodezyjne wpływów eksploatacji pokładów zalegających pod grubą ławą piaskowca. Ochrona Terenów Górniczych nr 80/2. Kwartalnik Wyższego Urzędu Górniczego Praca zbiorowa red. J. Kwiatek. Ochrona obiektów budowlanych na terenach górniczych. Wyd. Głównego Instytutu Górnictwa. Katowice Spyra P.: Doświadczenia i efekty ochrony obiektów i urządzeń m. Bytomia objętego wpływami wieloletniej eksploatacji górniczej. Zbiór referatów Sesji naukowo-technicznej z okazji wydobycia 50 mln tony węgla z filara ochronnego pod miastem Bytom. Bytom 1978.

46 44 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 UKD 622.4: : /.168 Dobór instalacji lutniowej jako środek do zmniejszenia kosztów przewietrzania drążonych wyrobisk górniczych Selection of air-duct ventilation system as a means to reduce ventilation costs of the driven workings Dr Józef Knechtel* ) Treść: Rozpatruje się lutniociągi zbudowane z lutni elastycznych przeznaczone do wentylacji tłoczącej. Analizowano wpływ średnicy oraz jakości uszczelnienia lutniociągu na jego sprawność i opór aerodynamiczny. Zwrócono uwagę na zapotrzebowanie energii do przewietrzania drążonych wyrobisk. Z kolei wybrano 44 funkcjonujące na dole kopalni lutniociągi o jakości uszczelnienia gorszej od zadowalającej. Obliczono wartości dobowego zapotrzebowania na energię do przewietrzania tych wyrobisk dla stanu aktualnego i dla stanu charakteryzującego zadowalającą jakość uszczelnienia. Dokonano oceny oszczędności, jaką można uzyskać poprawiając jakość uszczelnienia lutniociągu. Abstract: This paper presents air-duct lines made of flexible air pipes, intended for the forced ventilation system. The influence of diameter and the air-tightness of a duct line on its efficiency and aerodynamic resistance was investigated. Attention was drawn to the energy demand for ventilation of the workings being driven. While operating in underground coal mines, 44 duct lines of the air-tightness were selected. The values of daily energy demand for ventilation of those workings were calculated both for the current state and the state characterizing satisfactory level of the air-tightness. Cost savings that can be achieved by improving the air-tightness of a duct line were assessed. Słowa kluczowe: wentylacja odrębna, opór aerodynamiczny lutniociągu, sprawność lutniociągu, współczynnik wymiany masy, koszty przewietrzania Key words: auxiliary ventilation, aerodynamic resistance of air-duct, efficiency of air-duct, mass exchange coefficient, ventilation costs 1. Wprowadzenie W Głównym Instytucie Górnictwa sporządzane są raporty roczne o stanie podstawowych zagrożeń naturalnych i technicznych w górnictwie węgla kamiennego. Rozdział 6 tego raportu dotyczy zagrożenia klimatycznego. Z przeprowadzonych analiz zagrożenia klimatycznego wynika, że w wyrobiskach z wentylacją odrębną trudniej jest zapewnić prawidłowe warunki klimatyczne aniżeli w wyrobiskach z opływowymi prądami powietrza. Jest to związane z mniejszą intensywnością przewietrzania wyrobisk ślepych. Głównym środkiem umożliwiającym uzyskanie prawidłowych warunków klimatycznych w drążonym wyrobisku górniczym (zwłaszcza kombajnowym) jest doprowadzenie do strefy przodkowej tego wyrobiska odpowiedniej ilości powietrza świeżego za pomocą instalacji lutniowej. O efektywności przewietrzania wyrobisk ślepych decyduje jakość instalacji lutniowej. Obecnie w polskim górnictwie węglowym stosowane są głównie lutniociągi zbudowane z lutni elastycznych z tworzyw sztucznych (o średnicach 0,6 m, 0,8 m, 1 m, 1,2 m a ostatnio również o średnicy 1,4 m), w mniejszym stopniu z lutni metalowych blaszanych (o średnicach 0,6 m, 0,8 m i 1 m), a także lutni metalowych typu spiro (o średnicach 0,8 m i 1 m). W niniejszym artykule * ) Zakład Aerologii Górniczej Głównego Instytutu Górnictwa rozważania prowadzone są w odniesieniu do lutniociągów elastycznych nie zbrojonych przewidzianych do wentylacji tłoczącej. Omawia się wpływ parametrów aerodynamicznych lutniociągów na efektywność przewietrzania drążonych wyrobisk oraz na koszty przewietrzania. Badano wpływ średnicy i jakości uszczelnienia lutniociągu na jego sprawność i opór aerodynamiczny. Z kolei analizowano, jak wspomniane wielkości wpływają na potrzebne spiętrzenie wentylatora (lub układu wentylatorów) współpracującego z lutniociągiem. Parametr ten decyduje o zapotrzebowaniu mocy elektrycznej, a to z kolei ma przełożenie na koszty przewietrzania. 2. Parametry aerodynamiczne lutniociągów kopalnianych Podstawowymi parametrami charakteryzującymi jakość lutniociągu są jednostkowy opór aerodynamiczny r 0 oraz współczynnik wymiany masy Θ. Stosuje się również pojęcie jakości gładzi lutniociągu. Opierając się na wynikach wieloletnich badań H. Bystronia [2] wprowadził następujące kryteria jakości szczelności lutniociągów oparte na wartości współczynnika wymiany masy Θ, które podano w tablicy 1. Jednostkowy opór aerodynamiczny lutniociągu zbudowanego z lutni elastycznych można wyznaczyć korzystając z tablicy 2.

47 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 45 Tablica 1. Kryteria jakości szczelności lutniociągów oparte na współczynniku wymiany masy Θ wg H. Bystronia [2] Table 1. Criteria of the air-tightness of air-ductsbased on the mass exchange coefficient Θ according to H. Bystroń [2] Współczynnik wymiany masy, m 2,5 / kg 0, Jakość uszczelnienia lutniociągu Θ 0,32 doskonała (+5) 0,32<Θ 1,6 bardzo dobra (5) 1,6<Θ 3,2 dobra (4) 3,2<Θ 16 prawie dobra (-4) 16<Θ 32 dość dobra (+3) 32<Θ 160 zadowalająca (3) 160<Θ 320 zła (2) 320<Θ 1600 bardzo zła (1) Θ 1600 fatalna (0) Tablica 2. Zestawienie oporów jednostkowych lutni nowych (nie używanych) wg wyników badań GIG [3] Table 2. Summary of the values of unit resistance of new air pipes (never used) according to the results of tests carried out by GIG [3] Rodzaj lutni Średnica lutni D, m Fabryczny opór jednostkowy lutni r 0, kg/m 8 lutnie elastyczne niezbrojone, przewidziane do wentylacji tłoczącej Lutnie elastyczne zbrojone, przewidziane do wentylacji ssącej 0,4 1,000 0,5 0,237 0,6 0,120 0,8 0,039 1,0 0,020 1,2 0,008 0,2 75 0,3 9 0,5 1,5 0,8 0,6 1,0 0,2 Tablica 3. Kryteria jakości gładzi lutniociągów Table 3. Criteria of air-ducts smoothness Funkcja intensywności Jakość gładzi lutniociągu uszkodzeń lutni λ, % λ 0,32 doskonała (+5) 0,32<λ 1,6 bardzo dobra (5) 1,6<λ 3,2 dobra (4) 3,2<λ 16 prawie dobra (-4) 16<λ 32 dość dobra (+3) 32<λ 160 mierna (3) 160<λ 320 zła (2) 320<λ 1600 bardzo zła (1) λ 1600 fatalna (0) W Zakładzie Aerologii Górniczej GIG w roku 2013 badano również jednostkowy opór aerodynamiczny lutniociągów zbudowanych z lutni elastycznych o średnicy 1,4 m, [5, 6]. Uzyskane wartości były mniejsze od 0,002 kg/m 8. Dlatego proponuje się do dalszych rozważań przyjmować tę wartość. Jakość gładzi lutniociągu można natomiast ocenić na podstawie kryterium wprowadzonego przez H. Bystronia [2], opartym na wartości funkcji intensywności uszkodzeń lutni λ, podanego w tablicy 3. Występująca w tablicy 3 funkcja intensywności uszkodzeń lutni λ określona jest wzorem λ = 100. (r/r 0 1), (1) w którym r oznacza faktyczny jednostkowy opór aerodynamiczny lutniociągu, kg/m Wpływ jakości uszczelnienia lutniociągu i jego średnicy na jego sprawność oraz opór aerodynamiczny W rozważaniach brano pod uwagę lutniociągi elastyczne, przewidziane do wentylacji tłoczącej zbudowane z lutni o średnicach: 0,8 m, 1,0 m, 1,2 m oraz 1,4 m. Przyjęto, że długości drążonych wyrobisk nie będą większe od 3000 m. Uwzględniając również realia kopalniane [4], założono cztery wartości współczynnika wymiany masy Θ: 16, 32, 80 oraz 160m 2,5 /kg 0, Ponadto przyjęto, że intensywność przewietrzania strefy przodkowej jest równa 6 m 3 /s. Korzystając z metody obliczania nie rozgałęzionych lutniociągów kopalnianych [1] wyznaczono dla przyjętych średnic: opór aerodynamiczny lutniociągu -R, jego sprawność η, wydajność wentylatora lutniowego (lub układu wentylatorów lutniowych) V 0. Korzystając z relacji Δp c = R. 2 V 0 (2) oraz N = V 0. Δp c (3) w następnych kolumnach podano wartości spiętrzenia wentylatora (lub układu wentylatorów) Δp c oraz potrzebną moc wentylatora (zakładając 100% sprawność zespołu) N. W ostatniej kolumnie podano dobowe zapotrzebowanie na energie elektryczną. W przypadku lutniociągu zbudowanego z lutni o średnicy 0,8 m obliczenia wykonano dla trzech wariantów długości lutniociągu: 1000 m, 1500 m oraz 2000 m, natomiast dla większych średnic lutniociągów wspomniane obliczenia wykonano dla czterech wariantów długości lutniociągu: 1000 m, 1500 m, 2000 m oraz 3000 m. Wyniki obliczeń podano w tablicach: 4, 5, 6 i 7. Zgodnie z oczekiwaniami, w miarę pogarszania się jakości uszczelnienia lutniociągu jego sprawność maleje. Aby doprowadzić do strefy przodkowej potrzebną ilość powietrza należy zwiększyć wydajność wentylatora (lub układu wentylatorów). Wraz z pogorszeniem się jakości uszczelnienia lutniociągu maleje wprawdzie jego opór aerodynamiczny, ale potrzebne spiętrzenie wentylatora (lub układu wentylatorów) rośnie, ponieważ zależy ono od wydajności wentylatora w drugiej potędze, a od oporu aerodynamicznego w pierwszej potędze. Ze wzrostem spiętrzenia wentylatora rośnie jego moc, a to ma przełożenie na zapotrzebowanie energii elektrycznej. Ze wzrostem długości lutniociągu rosną jego opór aerodynamiczny oraz spiętrzenie i wydajność wentylatora (lub układu wentylatorów). W przypadku lutniociągu o średnicy 0,8 m, przy jego długości 1500 m zachodzi potrzeba stosowania układu wentylatorów, jeśli jakość uszczelnienia będzie równa Θ = 160 m 2,5 /kg 0, Natomiast poprawiając jakość uszczelnienia lutniociągu można uzyskać potrzebne parametry stosując jeden wentylator (tabl. 4). Ze wzrostem długości lutniociągu do 2000 m, stosując lutniociąg o średnicy 0,8 m, trzeba znacznie poprawić jakość jego uszczelnienia.

48 46 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 Tablica 4. Wpływ jakości uszczelnienia elastycznego lutniociągu tłoczącego o średnicy 0,8 m na jego parametry aerodynamiczne jednostkowy opór aerodynamiczny: r 0 = 0,039 kg/m 8 ; strumień objętości powietrza w strefie przodkowej: V k = 6 m 3 /s Table 4. Influence of the air-tightness of a flexible forced duct line with a diameter of 0,8m on its aerodynamic parameters unit aerodynamic resistance: r 0 = 0,039 kg/m 8 ; air volume flow rate in the face zone: V k = 6 m 3 /s Współczynnik wymiany masy Opór aerodynamiczny Sprawność Wydajność wentylatora Spiętrzenie wentylatora Moc wentylatora Dobowe zapotrzebowanie na energię, kwh Θ, m 2,5 /kg 0, R, kg/m 7 η, % V 0, m 3 /s Δp c, Pa N, kw L = 1000 m 16 38,731 84,023 7, , , ,897 76,023 7, , , ,070 60,915 9, , , ,004 46,394 12, , ,328 L = 1500 m 16 52,083 77,018 7, , , ,065 66,286 9, , , ,638 47,543 12, , , ,662 31,600 18, , ,584 L = 2000 m 16 63,302 70,598 8, , , ,796 57,796 10, , , ,029 37,106 16, , , ,896 21,524 27, , ,656 Tablica 5. Wpływ jakości uszczelnienia elastycznego lutniociągu tłoczącego o średnicy 1,0 m na jego parametry aerodynamiczne jednostkowy opór aerodynamiczny: r 0 =0,02 kg/m 8 ;strumień objętości powietrza w strefie przodkowej: V k =6 m 3 /s Table 5. Influence of the air-tightness of a flexible forced duct line with a diameter of 1,0 m on its aerodynamic parameters unit aerodynamic resistance: r 0 =0,02 kg/m 8 ; air volume flow rate in the face zone: V k =6 m 3 /s Współczynnik Opór aerodynamiczny Wydajność Spiętrzenie Moc wentylatora Dobowe wymiany masy Sprawność wentylatora wentylatora zapotrzebowanie na Θ, m 2,5 /kg 0, R, kg/m 7 η, % V 0, m 3 /s Δp c, Pa N, kw energię, kwh L = 1000 m 16 20,325 86,931 6, , , ,687 80,157 7, , , ,620 66,852 8, , , ,693 53,281 11, , ,024 L = 1500 m 16 27,891 81,052 7, , , ,778 71,764 8, , , ,373 54,660 10, , , ,747 38,892 15, , ,504 L = 2000 m 16 34,469 75,571 7, , , ,660 64,251 9, , , ,882 44,691 13, , , ,840 28,389 21, , ,960 L = 3000 m 16 45,158 65,695 9, , , ,710 51,501 11, , , ,681 29,877 20, , , ,734 15,126 39, , ,560

49 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 47 Tablica 6. Wpływ jakości uszczelnienia elastycznego lutniociągu tłoczącego o średnicy 1,2 m na jego parametry aerodynamiczne jednostkowy opór aerodynamiczny: r 0 = 0,008 kg/m 8 ; strumień objętości powietrza w strefie przodkowej: V k = 6 m 3 /s Table 6. Influence of the air-tightness of a flexible forced duct line with a diameter of 1,2 m on its aerodynamic parameters unit aerodynamic resistance: r 0 =0,008 kg/m 8 ; air volume flow rate in the face zone: V k =6 m 3 /s Współczynnik Opór aerodynamiczny Wydajność Spiętrzenie Moc wentylatora Dobowe zapotrzebowanie wymiany masy Sprawność wentylatora wentylatora na energię, kwh Θ, m 2,5 /kg 0, R, kg/m 7 η, % V 0, m 3 /s Δp c, Pa N, kw L = 1000 m 16 8,565 90,181 6, ,522 60, ,032 84,932 7, ,832 67, ,989 74,250 8, ,688 88, ,925 62,730 9, , ,440 L = 1500 m 16 11,897 85,640 7, ,091 98, ,863 78,273 7, , , ,955 63,980 9, , , ,170 49,684 12, , ,048 L = 2000 m 16 14,901 81,327 7, , , ,267 72,135 8, , , ,414 55,130 10, , , ,951 39,351 15, , ,416 L = 3000 m 16 20,053 73,342 8, , , ,043 61,266 9, , , ,303 40,934 14, , , ,749 24,685 24, , ,216 Tablica 7. Wpływ jakości uszczelnienia elastycznego lutniociągu tłoczącego o średnicy 1,4 m na jego parametry aerodynamiczne jednostkowy opór aerodynamiczny: r 0 = 0,002 kg/m 8 ;strumień objętości powietrza w strefie przodkowej: V k = 6 m 3 /s Table 7. Influence of the air-tightness of a flexible forced duct line with a diameter of 1,4 m on its aerodynamic parameters unit aerodynamic resistance: r 0 =0,002 kg/m 8 ; air volume flow rate in the face zone: V k =6 m 3 /s Współczynnik Opór aerodynamiczny Wydajność Spiętrzenie Moc wentylatora Dobowe zapotrzebowanie na wymiany masy Sprawność wentylatora wentylatora energię, kwh Θ, m 2,5 /kg 0, R, kg/m 7 η, % V 0, m 3 /s Δp c, Pa N, kw L = 1000 m 16 2,439 93,697 6, ,640 15, ,331 90,239 6, ,685 16, ,111 82,981 7, ,798 19, ,873 74,768 8, ,968 23,232 L = 1500 m 16 3,355 90,697 6, ,971 23, ,150 85,722 6, ,080 25, ,748 75,590 7, ,374 32, ,339 64,650 9, ,870 44,880 L = 2000 m 16 4,213 87,792 6, ,345 32, ,888 81,430 7, ,555 37, ,276 68,858 8, ,167 52, ,687 55,902 10, ,322 79,728 L = 3000 m 16 5,770 82,259 7, ,239 53, ,156 73,482 8, ,807 67, ,079 57,139 10, , , ,141 41,797 14, , ,984

50 48 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 W przypadku, gdy Θ = 16 m 2,5 /kg 0, , wówczas do strefy przodkowej drążonego wyrobiska można będzie doprowadzić 6 m 3 /s powietrza stosując jeden wentylator. Z analizy kolejnych tablic: 5, 6 i 7 wynika, że ze wzrostem średnicy lutniociągu maleje jego opór aerodynamiczny, a rośnie jego sprawność. W przypadku lutniociągu o średnicy 1,0 m i długości 1500 m (tablica 5) nawet przy niskiej jakości uszczelnienia lutniociągu: Θ = 160 m 2,5 /kg 0, potrzebną intensywność przewietrzania wyrobiska można osiągnąć stosując jeden wentylator. Dla wyrobiska o długości 2000 m musi być lepsza jakość uszczelnienia: Θ = 80 m 2,5 /kg 0, W przeciwnym przypadku trzeba zastosować układ wentylatorów. Przy jakości uszczelnienia lutniociągu: Θ = 16 m 2,5 / kg 0, można uzyskać założoną intensywność przewietrzania nawet wtedy, gdy długość lutniociągu jest równa 3000 m. Jeszcze lepsze efekty przewietrzania można osiągnąć stosując lutniociąg o średnicy 1,2 m (tablica 6). Wymaganą intensywność przewietrzania można osiągnąć przy pomocy jednego wentylatora, gdy długość lutniociągu jest równa 2000 m. Dla długości 3000 m można osiągnąć podobne rezultaty, jeśli współczynnik wymiany masy zastosowanego lutniociągu będzie nie większy od Θ = 80 m 2,5 /kg 0, lub jeśli zastosuje się układ wentylatorów współpracujących z lutniociągiem. Producenci lutni wentylacyjnych oferują również lutnie wentylacyjne o średnicy 1,4 m. Lutniociągi zbudowane z lutni o takiej średnicy pozwalają uzyskać intensywność przewietrzania strefy przodkowej równą około 10 m 3 /s (i większą), przy długości wyrobiska 3000 m i większej. Wpływ średnicy i jakości uszczelnienia lutniociągu na jego opór aerodynamiczny przedstawiono w sposób graficzny na rysunkach: 1, 2, 3 i 4. Rysunek 1 dotyczy lutniociągów o długości 1000 m, rys. 2 lutniociągów o długości 1500 m, rysunek 3 lutniociągów o długości 2000 m, zaś rysunek 4 lutniociągów o długości 3000 m. Linia koloru niebieskiego dotyczy lutniociągu o średnicy 0,8 m (Ø 800 mm), koloru fioletowego lutniociągu o średnicy 1,0 m (Ø 1000 mm), czerwonego lutniociągu o średnicy 1,2 m (Ø 1200 mm), a linia koloru zielonego lutniociągu o średnicy 1,4 m (Ø 1400 mm). Rys. 1. Wpływ średnicy i jakości uszczelnienia lutniociągu o długości 1000 m na jego opór aerodynamiczny Fig. 1. Influence of diameter and the air- -tightness of a duct line with a length of 1000 m on its aerodynamic resistance Rys. 2. Wpływ średnicy i jakości uszczelnienia lutniociągu o długości 1500 m na jego opór aerodynamiczny Fig. 2. Influence of diameter and the air- -tightness of a duct line with a length of 1500 m on its aerodynamic resistance

51 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 49 Rys. 3. Wpływ średnicy i jakości uszczelnienia lutniociągu o długości 2000 m na jego opór aerodynamiczny Fig. 3. Influence of diameter and the air- -tightness of a duct line with a length of 2000 m on its aerodynamic resistance Rys.4. Wpływ średnicy i jakości uszczelnienia lutniociągu o długości 3000 m na jego opór aerodynamiczny Fig. 4. Influence of diameter and the air- -tightness of a duct line with a length of 3000 m on its aerodynamic resistance Wpływ średnicy i jakości uszczelnienia lutniociągu na jego sprawność przedstawiono w sposób graficzny na rysunkach: 5, 6, 7 i 8. Rysunek 5 dotyczy lutniociągów o długości 1000 m, rysunek 6 lutniociągów o długości 1500 m, rysunek 7 lutniociągów o długości 2000 m, zaś rysunek 8 lutniociągów o długości 3000 m. Linia koloru brązowego dotyczy lutniociągu o średnicy 0,8 m (Ø 800 mm) koloru zielonego lutniociągu o średnicy 1,0 m(ø 1000 mm), czerwonego lutniociągu o średnicy 1,2 m (Ø 1200 mm), a linia koloru niebieskiego lutniociągu o średnicy 1,4 m (Ø 1400 mm). Przedstawione wyniki obliczeń, a także praktyka kopalniana wskazują, że dobra jakość uszczelnienia lutniociągów i duże ich średnice gwarantują intensywność przewietrzania drążonych wyrobisk z wentylacją odrębną adekwatną do występujących w tych wyrobiskach zagrożeń metanowego i klimatycznego. 4. Koszt przewietrzania drążonych wyrobisk z wentylacja odrębną W tablicach 4, 5, 6 i 7 w ostatnich dwóch kolumnach podano zapotrzebowanie na energię elektryczną do przewietrzania drążonych wyrobisk. Założono, że wentylatory (lub stacje wentylatorów) pracują ze 100% sprawnością. Rozpatruje się wyrobisko o długości 1000 m oraz współczynniku wymiany masy Θ = 16 m 2,5 /kg 0, Dla lutniociągu o średnicy 1,4 m dobowe zapotrzebowanie na energię elektryczną (zakładając 100% sprawność wentylatora) wynosi około 15 kw. Dla lutniociągu o średnicy 1,2 m zapotrzebowanie to jest blisko 4 razy większe, dla lutniociągu o średnicy 1,0 m ponad 10 razy większe, a dla lutniociągu o średnicy 0,8 m wspomniane zapotrzebowanie na energię jest ponad 22 razy większe. Większy wpływ na zapotrzebowanie energii ma jakość uszczelnienia lutniociągu. Bada się stosunek zapotrzebowania na energię dla dwóch wartości współczynnika wymiany masy:

52 50 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 Rys. 5. Wpływ średnicy i jakości uszczelnienia lutniociągu o długości 1000 m na jego sprawność Fig. 5. Influence of diameter and the air-tightness of a duct line with a length of 1000 m on its efficiency Rys. 6. Wpływ średnicy i jakości uszczelnienia lutniociągu o długości 1500 m na jego sprawność Fig. 6. Influence of diameter and the air-tightness of a duct line with a length of 1500 m on its efficiency Rys. 7. Wpływ średnicy i jakości uszczelnienia lutniociągu o długości 2000 m na jego sprawność Fig. 7. Influence of diameter and the air-tightness of a duct line with a length of 2000 m on its efficiency

53 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 51 Rys. 8. Wpływ średnicy i jakości uszczelnienia lutniociągu o długości 3000 m na jego sprawność Fig. 8. Influence of diameter and the air-tightness of a duct line with a length of 3000 m on its efficiency Θ 1 = 160 m 2,5 /kg 0, oraz Θ 2 = 16 m 2,5 /kg 0, Dla lutniociągu o średnicy 0,8 m wymieniony stosunek wynosi około 3,4, dla lutniociągu o średnicy 1,0 m ponad 2,7, dla lutniociągu o średnicy 1,2 m ponad 2,0, a dla lutniociągu o średnicy 1,4 m wspomniany stosunek wynosi 1,5. Zatem w przypadku współczynnika wymiany masy: Θ 1 = 160 m 2,5 /kg 0, dla przewietrzania wyrobiska o długości 1000 m potrzebna energia przy zastosowaniu lutniociągu o średnicy 1,4 m wynosi 23 kw. Dla lutniociągu o średnicy 1,2 m potrzeba już ponad 5 razy więcej energii, dla lutniociągu o średnicy 1,0 m prawie 19 razy więcej, a dla lutniociągu o średnicy 0,8 m potrzeba 49 razy więcej energii aniżeli przy zastosowaniu lutniociągu o średnicy 1,4 m. Opisana sytuacja przedstawiona jest graficznie na rysunku 9. Linia koloru niebieskiego dotyczy lutniociągu o średnicy 0,8 m (Ø 800 mm), koloru czerwonego lutniociągu o średnicy 1,0 m (Ø 1000 mm), koloru zielonego lutniociągu o średnicy 1,2 m (Ø 1200 mm), a linia koloru brązowego lutniociągu o średnicy 1,4 m (Ø 1400 mm). W przypadku lutniociągu o średnicy 1,4 m wpływ współczynnika wymiany masy Θ na zapotrzebowanie energii nie jest tak duży jak w przypadku lutniociągów o mniejszych średnicach. W przypadku lutniociągu o średnicy 0,8 m wpływ ten jest bardzo duży. Korzystając z wyników zawartych w ostatnich kolumnach tablic 4, 5, 6 i 7 można podobne wykresy sporządzić dla wyrobisk o długości: 1500 m, 2000 m i 3000 m. Badania własności aerodynamicznych funkcjonujących w kopalniach węgla kamiennego lutniociągów elastycznych wskazują, że wiele z tych lutniociągów charakteryzuje się złą jakością uszczelnienia [4]. Pomimo złej jakości uszczelnienia za pomocą lutniociągów tych do stref przodkowych drążonych wyrobisk dostarczana jest wymagana ilość powietrza. Nie uwzględniono jednak tutaj aspektu ekonomicznego. Rys. 9. Dobowe zapotrzebowanie na energię elektryczną do przewietrzania drążonego wyrobiska o długości 1000 m Fig. 9. Daily demand for electric power for ventilation of the driven working with a length of 1000 m

54 52 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 Tablica 8. Sprawności, jednostkowe opory aerodynamiczne oraz szczelności lutniociągów kopalnianych o złej jakości uszczelnienia Table 8. Values of efficiency, unit aerodynamic resistance and air-tightness of mine duct lines with low quality of air-tightness Lp. D, m L, m A, m 2 V 0, m 3 /s V k, m 3 /s Δp c, Pa η, % r 0, kg/m 8 Θ, m 2,5 / R, kg/m 7 N, kw Dobowe kg 0, zapotrzebowanie na energię, kwh Parametry dla zadowalającej jakości uszczelnienia lutniociągu Różnica wartości R zad, kg/m 7 η zad, % V 0 zad, m 3 /s Dobowe w kolumnach zapotrzebowanie 13 i 17 na energię, kwh , ,8 11,00 7, ,5 0, ,3 16,850 20, ,224 8,630 73,9 9,74 191, , , ,2 11,00 7, ,6 0, ,3 16,466 20, ,400 6,344 83,3 8,50 90, , , ,8 11,00 6, ,0 0, ,2 22,410 28, ,120 8,943 72,5 9,10 161, , , ,8 6,80 5, ,5 0, ,4 67,054 20, ,496 3,440 93,9 5,54 14, , , ,0 13,00 8, ,4 0, ,4 16,014 32, ,000 5,054 88,2 9,64 108, , , ,0 9,00 6, ,1 0, ,1 18,459 10, ,712 11,558 81,8 8,16 150, , , ,8 9,60 5, ,3 0, ,9 21,749 16, ,352 14,405 73,8 7,59 150, , , ,2 6,80 4, ,6 0, ,0 17,932 5, ,664 6,611 82,3 5,47 25,993 99, , ,8 7,30 4, ,6 0, ,5 39,034 14, ,904 6,478 82,8 5,32 23, , , ,8 6,60 4, ,7 0, ,0 27,883 7, ,744 3,946 92,1 5,97 20, , , ,8 7,16 5, ,8 0, ,0 21,589 7, ,640 5,500 86,5 6,36 33, , , ,8 9,33 6, ,7 0, ,1 11,580 8, ,728 4,496 90,2 7,21 40, , , ,8 6,60 6, ,9 0, ,9 17,435 3,155 75,720 4,930 97,8 6,14 27,387 48, , ,0 14,22 11, ,6 0, ,2 16,532 42, ,952 3,779 92,7 12,21 164, , , ,8 7,15 6, ,4 0, ,7 17,153 5, ,952 6,115 95,1 7,17 54,026 71, , ,8 18,15 12, ,6 0, ,8 6,870 37, ,672 1,312 96,8 13,25 73, , , ,8 8,33 7, ,1 0, ,7 6,874 2,916 69,984 3,197 94,7 7,57 33,243 36, , ,3 16,30 10, ,3 0, ,9 8,039 32, ,280 5,040 70,6 14,17 344, , , ,8 13,80 9, ,4 0, ,1 7,944 19, ,008 3,814 80,1 11,44 137, , , ,8 12,50 8, ,0 0, ,2 11,164 19, ,912 9,196 71,4 11,90 372,262 90, , ,8 15,00 11, ,0 0, ,5 6,571 19, ,880 3,094 85,3 13,72 192, , , ,8 8,70 7, ,5 0, ,5 21,876 13, ,504 2,126 98,3 7,83 24, , , ,8 17,50 12, ,4 0, ,7 8,709 43, ,472 2,351 90,3 13,85 149, , , ,8 11,70 10, ,0 0, ,6 11,810 15, ,048 2,843 95,9 10,74 84, , , ,8 8,30 7, ,4 0, ,2 6,971 2,855 68,520 2,088 98,4 7,62 22,126 46, , ,0 12,80 7, ,7 0, ,2 12,385 23, ,464 7,063 80,5 8,70 111, , , ,0 12,50 7, ,0 0, ,9 9,819 17, ,200 3,179 94,8 7,91 37, , , ,0 10,80 6, ,2 0, ,7 16,475 19, ,000 5,500 86,5 7,51 55, ,103

55 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 53 Korzystając z niektórych wyników wspomnianej pracy postanowiono ocenić efekt ekonomiczny, jaki można byłoby osiągnąć poprawiając jakość uszczelnienia badanych lutniociągów do wartości Θ = 160 m 2,5 /kg 0, W tym celu opracowano tablicę 8. Dotyczy ona lutniociągów tłoczących zbudowanych z lutni elastycznych. W tablicy tej w poszczególnych kolumnach podano: średnicę lutniociągu D, długość lutniociągu L, pole powierzchni przekroju poprzecznego wyrobiska A, wydajność wentylatora lutniowego V 0, strumień objętości powietrza w strefie przodkowej V k, spiętrzenie wentylatora Δp c, sprawność lutniociągu η, jednostkowy opór aerodynamiczny lutniociągu r 0, współczynnik wymiany masy aktualnie funkcjonującego lutniociągu Θ, całkowity opór aerodynamiczny funkcjonującego lutniociągu R, moc wentylatora N, dobowe zapotrzebowanie mocy na energię, parametry, jakie miałby lutniociąg po dokonaniu poprawy jakości jego uszczelnienia do wartościθ = 160 m 2,5 /kg 0, : opór aerodynamiczny R zad, sprawność - η zad, wydajność wentylatora V 0 zad, dobowe zapotrzebowanie na energię. W ostatniej kolumnie tablicy 8 podano różnicę dobowego zapotrzebowania na energię po dokonania operacji poprawy jakości uszczelnienia lutniociągu, przy założeniu, że intensywność przewietrzania strefy przodkowej nie ulega zmianie. Z analizy kolumny 18 tablicy 8 wynika, że poprawa jakości uszczelnienia funkcjonującego lutniociągu może dać oszczędność setek kilowatogodzin w ciągu doby. Aktualnie cena jednej kilowatogodziny wynosi około 0,5 zł. W ciągu doby można zatem zaoszczędzić kilkaset złotych w odniesieniu do jednego drążonego wyrobiska. Okres drążenia wyrobiska (w zależności od jego długości docelowej i postępu) to kilka miesięcy, a nawet rok. Zatem poprawa jakości uszczelnienia lutniociągu prowadzi do zmniejszenia kosztów przewietrzania wyrobisk ślepych. przewietrzania. Koszt przewietrzania maleje również ze wzrostem średnicy lutniociągu. Należy zatem stosować lutniociągi o dużych średnicach i dobrej jakości uszczelnienia. Wieloletnie badania parametrów aerodynamicznych lutniociągów (zarówno metalowych jak i elastycznych) prowadzone w Zakładzie Aerologii Górniczej GIG wykazały, że jest możliwe zapewnienie jakości uszczelnienia lutniociągu o współczynniku wymiany masy Θ nie większym od 40 m 2,5 /kg 0, Przy odpowiednich staraniach można osiągnąć bardzo dobrą jakość uszczelnienia lutniociągu [4]. Stosowanie lutniociągów o dużych średnicach wymaga drążenia wyrobisk o dużych powierzchniach przekroju poprzecznego. Z praktyki kopalnianej wynika, że w wyrobisku o powierzchni przekroju poprzecznego równej 10,4 m 2 może zmieścić się lutniociąg o średnicy 0,8 m, w wyrobisku o powierzchni przekroju poprzecznego równej 12,0 m 2 może zmieścić się lutniociąg o średnicy 1,0 m, a w wyrobisku o powierzchni przekroju poprzecznego równej 14,8 m 2 może zmieścić się lutniociąg o średnicy 1,2 m. Obecnie w kopalniach węgla kamiennego drążone są wyrobiska o przekrojach poprzecznych równych 20 m 2 i większych. Pozwala to na umieszczenie w takim wyrobisku lutniociągu o średnicy 1,4 m, a nawet dwóch instalacji lutniowych. W rozważaniach przyjęto wartości jednostkowych oporów aerodynamicznych lutniociągów (w zależności od ich średnicy) zgodnie z danymi literaturowymi [3]. Badania parametrów aerodynamicznych lutniociągów elastycznych prowadzone na stanowiskach badawczych u producentów lutni wykazały, że jednostkowe opory aerodynamiczne tych lutni r 0 są niższe od podanych w literaturze. Mniejszy opór jednostkowy ma przełożenie na mniejszy opór całkowity lutniociągu, a w konsekwencji na mniejsze parametry punktu pracy wentylatora współpracującego z lutniociągiem i mniejsze koszty przewietrzania. 5. Podsumowanie Rozpatrywano lutniociągi elastyczne przewidziane do wentylacji tłoczącej. Przeprowadzone rozważania wykazały, że ze wzrostem średnicy lutniociągu maleje jego opór aerodynamiczny, natomiast wzrasta jego sprawność. W miarę pogorszenia jakości uszczelnienia lutniociągu (wzrostu współczynnika wymiany masy Θ) również maleje opór aerodynamiczny lutniociągu, ale znacznie spada jego sprawność. Obniżenie sprawności lutniociągu powoduje, że dla utrzymania wymaganej intensywności przewietrzania strefy przodkowej należy zapewnić większą wydajność wentylatora (lub układu wentylatorów) współpracującego z lutniociągiem. Wyższa wydajność wentylatora pociąga za sobą jego większe spiętrzenie, a to z kolei ma przełożenie na zapotrzebowanie mocy. Analiza stanu przewietrzania drążonych wyrobisk z wentylacją odrębną [4] wykazała, że pomimo zapewnienia intensywności przewietrzania tych wyrobisk adekwatnej do istniejących zagrożeń (metanowego i klimatycznego), jakość uszczelnienia zastosowanych lutniociągów często była niezadowalająca. Ma to swoje przełożenie na wzrost kosztów Literatura 1. Bystroń H.: Metody obliczania nie rozgałęzionych lutniociągów kopalnianych, Archiwum Górnictwa, T34, nr 3, 1990 (a) 2. Bystroń H.: Kryteria jakości aerodynamicznej nie rozgałęzionych lutniociągów kopalnianych, Wiadomości Górnicze, XLI, nr (b) 3. Knechtel J.: Jednostkowy opór aerodynamiczny lutniociągów zbudowanych z lutni elastycznych, Mechanizacja i Automatyzacja Górnictwa, nr 2(480) 2011 (a) 4. Knechtel J.: Wyniki badań jakości uszczelnienia lutniociągów funkcjonujących w kopalniach węgla kamiennego, Przegląd Górniczy nr (b) 5. Knechtel J.: Przeprowadzenie badań dla wyznaczenia współczynnika jednostkowego oporu aerodynamicznego dla lutni wentylacyjnych o średnicy Ø 1400 mm; dokumentacja prac GIG o symbolu komputerowym: , wykonana na zlecenie DlD, Sp. z o.o. GIG, Katowice, wrzesień 2013 (a) 6. Knechtel J.: Badania oporu aerodynamicznego elastycznych lutni wentylacyjnych tłoczących: Ø200mm, Ø400mm, Ø500mm, Ø600mm, Ø800mm, Ø1000mm, Ø1200mm, Ø1400mm; dokumentacja prac GIG o symbolu komputerowym: , wykonana na zlecenie TESECO Sp. z o.o., GIG, Katowice, październik 2013 (b)

56 54 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 UKD /.88: : Uwzględnienie własności sorpcyjnych węgla przy prognozowaniu metanowości bezwzględnej wyrobisk korytarzowych drążonych przy użyciu środków strzałowych Consideration of the sorption properties of coal when forecasting absolute methane bearing capacity of the roadway workings driven by using explosives Dr inż. Henryk Koptoń* ) Treść: W artykule przedstawiono założenia metodologii prognozowania absolutnej emisji metanu do wyrobisk chodnikowych napędzanych za pomocą materiałów wybuchowych w kopalniach węgla kamiennego. Metodologia ta została opracowana w 2011 roku, przy wykorzystaniu wyników badań przeprowadzonych w Głównym Instytucie Górnictwa w Katowicach (oraz w polskich kopalniach węgla kamiennego). Metoda ta, w porównaniu z dotychczas używaną, uwzględnia dodatkowo wpływ własności sorpcyjne węgla, kinetykę emisji metanu, jak również kształt i zasięg strefy desorpcji wokół wyrobisk korytarzowych. Prognoza metanowości stanowi zawsze podstawę do racjonalnego doboru środków prewencyjnych w przedmiotowym zakresie, więc w konsekwencji ma istotny wpływ na bezpieczeństwo robót górniczych. Abstract: This paper presents the assumptions of forecasting the absolute methane bearing capacity methodology of the roadway workings driven by the use of explosives in the hard coal mines. This methodology was developed in 2011, using the results of investigations carried out in Central Mining Institute in Katowice (and Polish hard coal mines). This method comparing to the previously used ones, takes additionally into consideration the sorption properties influence, kinetics of methane emission as well as the shape and extend of the desorption zone around the roadway workings. The forecast of methane bearing capacity constitutes always the basis for rational selection of methane prophylaxis means, so consequently has a substantial impact on the mining works safety. Słowa kluczowe: bezpieczeństwo, górnictwo, zagrożenie metanowe, prognoza Key words: safety, mining, methane hazard, forecast 1. Wprowadzenie Wydzielanie metanu przy prowadzeniu robót górniczych skutkujące niejednokrotnie zagrożeniem wybuchowym, nadal jest niebezpiecznym zjawiskiem występującym nie tylko w polskich kopalniach węgla kamiennego. Wzrost tego zagrożenia wynika zarówno z coraz większej głębokości prowadzonych robót, jak i ich intensyfikacji.ilość wydzielającego się metanu, zwana metanowością bezwzględną i wyrażana w m 3 /min, wywiera bezpośredni wpływ na poziom bezpieczeństwa prowadzonych robót związanych z prowadzeniem eksploatacji, jak i drążeniem wyrobisk korytarzowych. W świetle powyższego bardzo istotne jest dokładne wyprzedzające oszacowanie prognozowanego wydzielania metanu do drążonych wyrobisk, aby można było a priori dobrać właściwe środki prewencyjne, które zabezpieczą przed jego zapłonem. Technologia drążenia wyrobisk korytarzowych (węglowo-kamiennych i węglowych) przy użyciu materiałów wybuchowych (MW) jest obecnie rzadziej stosowana niż kilkadziesiąt lat temu z uwagi na mniejszy postęp dobowy, niż w przypadku zastosowania kombajnu. Dzisiaj, zastosowanie MW przy drążeniu wynika z wysokiego poziomu zagrożenia metanowego, zagrożenia wyrzutami gazów i skał, czy tez * ) Główny Instytut Górnictwa Kopalnia Doświadczalna Barbara zagrożenia tąpaniami. Dotychczas stosowana metodologia prognozowania metanowości bezwzględnej wyrobisk drążonych z użyciem MW opiera się na badaniach prowadzonych ponad 30 lat temu. Stosowanie tzw. starej metodologii prognozowania powoduje zatemznaczną rozbieżność między prognozą a stanem rzeczywistym (Koptoń 2011). W roku 2011, w Kopalni Doświadczalnej Barbara Głównego Instytutu Górnictwa została opracowana nowa metodyka prognozowania metanowości bezwzględnej wyrobisk prowadzonych przy użyciu MW [5]. Opracowanie tej metodyki było celem naukowym prac związanych z działalnością statutową Głównego Instytutu Górnictwa. W metodzie tej wykorzystano między innymi założenia metody prognozowania metanowości wyrobisk drążonych kombajnami w kopalniach węgla opracowanej w 2009 roku w Głównym Instytucie Górnictwa [5]. 2. Nowa metoda prognozy metanowości wyrobisk korytarzowych drążonych przy użyciu materiałów wybuchowych w kopalniach węgla Celem prognozy zagrożenia metanowego jest w miarę dokładne oszacowanie maksymalnego poziomu wydzielania metanu do wyrobiska (w tym przypadku korytarzowego wy-

57 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 55 robiska, węglowego lub węglowo-kamiennego, drążonego z użyciem MW), dla którego dobierane będą odpowiednie środki prewencyjne.dlaopracowania prognozy metanowości konieczne jest zestawienie następujących materiałów wyjściowych: mapy z naniesionym wybiegiem projektowanego wyrobiska oraz wynikami badań metanonośności w rejonie, a także z naniesionymi krawędziami eksploatacji,uskokami, itp., przekroje geologiczne otworów badawczych z naniesioną miąższością pokładu, w którym będzie prowadzone wyrobisko, jak i pokładów sąsiednich, kotami ich zalegania oraz, jeżeli to możliwe wynikami badań metanonośności, dane dotyczące właściwości fizyko chemicznych węgla w pokładzie, jak: wilgoć całkowita, wytrzymałość węgla na ściskanie,zawartość popiołu, pojemność sorpcyjna względem metanu, wartość współczynnika dyfuzji, dane organizacyjno-techniczne projektowanego wyrobiska (rodzaj obudowy,wybieg, rodzaj i wydajność kombajnu, założony postęp dobowy, zabiór, ilość zmian roboczych itp.). Należy przyjąć zasadę, że im bardziej szczegółowe i dokładne są materiały wyjściowe, tym prognoza metanowości może być sporządzona dokładniej Strefa desorpcji w otoczeniu wyrobiska korytarzowego Wyrobisko prowadzone w złożu metanowym otoczone jest strefą odgazowania, tzw. strefą desorpcji [14, 15]. Założono, że kształt i zasięg tej strefy porównywalny jest z zasięgiem strefy spękań, czyli strefą zniszczenia górotworu w otoczeniu wyrobiska. Wtedy metan z węgla zalegającego w tej strefie, wydziela się do wyrobiska. W przypadku wyrobiskaprowadzonego w pokładzie o grubości nie przekraczającej wysokości wyrobiska, istotny jest zasięg tej strefy w ociosach a 1. Natomiast podczas drążenia wyrobiska w pokładzie grubym, ważny jest także zasięg tej strefy w stropie b 1 lub w spągu b 2 w zależności od tego, czy wyrobisko jest drążone pod stropem, czy też po spągu pokładu. Przy opracowywaniu modelu matematycznego prognozy metanowości dla wyrobisk korytarzowych drążonych z użyciem MW uwzględniono wyniki badań ukierunkowanych na określenie zasięgu strefy zniszczenia górotworu w otoczeniu wyrobiska korytarzowego, które wykonali St. Prusek i A. Walentek [12]. Zasięg strefy, w której nastąpiło zniszczenie górotworu wokół wyrobiska, uzyskano w wyniku obliczeń wykorzystujących metodę elementów skończonych, z założeniem kryterium wytrzymałościowego Hoeka-Browna dla ośrodka sprężystego. Jako przykład, na rysunkach 1 i 2 przedstawiono mapy wytężenia pokazujące wpływ odpowiednich czynników na zasięg tej strefy. Uwzględniając wyniki symulacji na przyjętym modelu górotworu oraz empiryczne zależnościmiędzy nimi, określono zasięg strefy zniszczenia w otoczeniu wyrobiska korytarzowego dla charakterystycznych wartości danych czynników. Przykładowe uwarunkowania zasięgu strefy zniszczenia górotworu w ociosach wyrobiska a 1 z uwzględnieniem wytrzymałości węgla na ściskanie równej 15, 20 i 30 MPa, miąższości pokładu i głębokości zalegania przedstawiono w tablicy 1. Opierając się na wynikach analizy wykonanych obliczeń numerycznych, opracowano wzory empiryczne określające zasięg strefy desorpcji dla prowadzonego wyrobiska korytarzowego (a 1, b 1 i b 2 ), pole powierzchni F d jej węglowej części w przekroju poprzecznym oraz objętość jej części węglowej Q p, w zależności od występujących warunków. Dla przykładu na rysunku 3 przedstawiono przekrój podłużnyprzyjętego zasięgu strefy desorpcji dla wyrobiskaprowadzonego pod stropem w grubym pokładzie (przekrój poprzeczny rys. 2). Przyjęto, że zasięg strefy zniszczenia w stropie b 1 oraz w spągu b 2 w przypadku, gdy wyrobisko jest prowadzone w obudowie ŁP9 odpowiednio po spągu lub pod stropem pokładu, wynosi b 1 = 1,18 a 1, m (1) b 1 = 2,47 a 1, m (2) Rys. 1. Wyrobisko w obudowie ŁP9 na poziomie 800 m, miąższość pokładu 3,5 m, wytrzymałość węgla na ściskanie R c = 15 MPa [12] Fig. 1. Working with ŁP9 support on the 800 m level, seam thickness 3.5 m, coal compressive strength R c = 5 MPa [12] a 1 zasięg strefy zniszczenia pokładu w ociosach wyrobiska korytarzowego, m d miąższość pokładu, a 1 range of the crack zone in the working s side walls, m d seamthickness, m Rys. 2. Wyrobisko w obudowie ŁP9 na poziomie 800m, prowadzone pod stropem pokładu o miąższości 6,5 m, wytrzymałość węgla na ściskanie R c = 15 MPa [12] Fig. 2. Working with ŁP9 support on the 800m level, conducted under the roof of a seam 6.5 m in thickness, coal compressive strength R c = 15 MPa [12] b 2 zasięg strefy desorpcji w spągu, m b s wysokość strefy desorpcji, m b 2 zone range in the floor, m b s height of the desorption zone, m

58 56 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 Tablica 1. Kształtowanie się zasięgu strefy zniszczenia górotworu w ociosie wyrobiska korytarzowegoa 1 (w metrach) przy wytrzymałości węgla w pokładzie na ściskanie węgla 5, 15 i 20 MPa, miąższości pokładu d i głębokości jego zalegania [4] Table 1. Range of the rock mass destruction zone in side walls of the roadway working a1 (in metres) dependent on the compressive strength of coal in the seam 5, 15 and 20 MPa, its thickness d and occurrence depth [4] Obudowa ŁP9 R c = 5 MPa Głębokość, m d = 1,6 m 2,37 2,48 2,59 2,70 2,81 2,92 2,98 3,14 d = 2,5 m 2,32 2,43 2,54 2,65 2,76 2,87 2,94 3,09 d = 3,5 m 2,28 2,39 2,50 2,61 2,72 2,83 3,05 d pst = 6,5 m 2,22 2,33 2,44 2,55 2,66 2,77 2,88 2,99 d psp = 6,5 m 2,30 2,41 2,52 2,63 2,74 2,85 2,96 3,07 Obudowa ŁP9 R c = 15 MPa Głębokość, m d = 1,6 m 1,61 1,72 1,83 1,94 2,05 2,16 2,27 2,38 d = 2,5 m 1,49 1,61 1,73 1,84 1,96 2,07 2,18 2,30 d = 3,5 m 1,43 1,54 1,65 1,76 1,87 1,98 2,09 2,20 d pst = 6,5 m 1,32 1,43 1,54 1,65 1,76 1,87 1,98 2,09 d psp = 6,5 m 1,43 1,54 1,65 1,76 1,87 1,98 2,09 2,20 Obudowa ŁP9 R c = 20 MPa Głębokość, m d = 1,6 m 1,29 1,4 1,51 1,62 1,73 1,84 1,95 2,06 d = 2,5 m 1,26 1,37 1,48 1,59 1,7 1,81 1,92 2,03 d = 3,5 m 1,19 1,31 1,43 1,55 1,67 1,79 1,91 2,03 d pst = 6,5 m 1,11 1,22 1,33 1,44 1,55 1,66 1,77 1,88 d psp = 6,5 m 1,21 1,32 1,43 1,54 1,65 1,76 1,87 1,98 Obudowa ŁP8 Obudowa ŁP10 Obudowa ŁP11 Obudowa ŁPrP 30 Wartości o ok. 4 % niższe od wartości dla obudowy ŁP9 Wartości o ok. 10 % wyższe od wartości dla obudowy ŁP9 Wartości o ok. 17 % wyższe od wartości dla obudowy ŁP9 Wartości o ok. 5 % większe od wartości dla obudowy ŁP9 W przypadku obudowy typu ŁPrP 30 można przyjąć, że b 1 = 1,17 a 1, m (3) b 2 = 1,8 a 1, m (4) Uwzględniając zmiany grubości pokładu węgla oraz wymiary wyrobiska, przyjęto następujące przekroje poprzeczne części węglowej strefy desorpcji F d : F d = F o dla wyrobisk korytarzowych drążonych w pokładach o miąższości d nie większej niż wysokość wyrobiska b F o = 2 a 1 d, m 2 (5) F d = F p dla wyrobisk korytarzowych drążonych w obudowie ŁP w pokładach o miąższości większej od wysokości wyrobiska gdy d 0,8b s F p = 0.8 (a + 2a 1 ) b s 0.8 a b, m 2 (6) gdy d <0,8b s F p = 0.8 (a + 2 a 1 ) d 0.8 a b, m 2 (7) F d = F ps dla wyrobisk korytarzowych drążonych w obudowie ŁPrP 30 w pokładach o miąższości większej od wysokości wyrobiska, przy założeniach jak wyżej z tym, że odejmujemy wartość 0,9ab F ps = 0.8 (a + 2 a 1 ) b s 0.9 a b, m 2 (8) gdzie a szerokość wyrobiska w wyłomie, m, b wysokość wyrobiska w wyłomie, m, d miąższość pokładu suma grubości warstw węgla w strefie Σ d, m, w a 1 zasięg strefy spękań w ociosach wyrobiska, m, b s wysokość strefy desorpcji, m, w przypadku, gdy wyrobisko drążone jest pod stropem b s =b+b 2 w przypadku, gdy wyrobisko drążone jest po spągu b s =b+b 1 gdzie b 1 - zasięg strefy w stropie, m, b 2 - zasięg strefy w spągu, m. Zakładając, że kształt strefy desorpcji przed frontem przodka odpowiada przedstawionemu na rysunku 3 (Koptoń 2009), objętość jej części węglowej Q p w uproszczeniu możemy obliczyć ze wzorów Q p = Q p1 dla wyrobisk korytarzowych drążonych w pokładach o miąższości nieprzekraczającej ich wysokości Q p1 = (a 1 + a) d a 1, m 3 (9) Q p = Q p2 dla wyrobisk korytarzowych drążonych w pokładach o miąższości większej od wysokości wyrobiska gdy d 0,8b s Q p2 = 0.56 (a + a 1 ) a 1 b s, m 3 (10) gdy d <0,8b s Q = 0.56 (a + a ) a d, p2 1 1 m3 (11) (oznaczenia jak wyżej) Model matematyczny prognozy metanowości wyrobisk (węglowych i węglowo-kamiennych) drążonych z wykorzystaniem MW Do budowy modelu prognozy metanowości wyrobiska korytarzowego (węglowego lub węglowo-kamiennego) drążonego przy użyciu MW, podobnie jak przy drążeniu za pomocą kombajnu, przyjęto następujące założenia: uwzględnione jest wydzielanie się metanu do przestrzeni wyrobiska z pokładu w którym jest ono drążone, względnie węgla zalegającego w strefie desorpcji, pokład, w którym drążone jest wyrobisko, jest jednorodny pod względem właściwości fizykochemicznych na całej długości,

59 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 57 Rys. 3. Przyjęty zasięg strefy desorpcji dla przodków drążonych pod stropem w grubym pokładzie [4] Fig. 3. Assumed range of desorption zone for a working driven under the roof in a thick seam [4] kształt i zasięg strefy desorpcji odpowiada zasięgowi strefy zniszczenia górotworu w otoczeniu wyrobiska określonej z wykorzystaniem kryterium Hoeka-Browna [1], wydzielanie metanu z węgla określająwzory wynikające z metody J.P. Seidla [9, 11], opartej na równaniu II prawa Ficka, model nie zakłada nagłych wypływów metanu do wyrobiska na skutek zaistnienia wstrząsu górotworu, wyrzutu, czy też tzw. fukaczy metanu, model nie uwzględnia dodatkowego dopływu metanu ze zrobów poeksploatacyjnych w przypadku, gdy wyrobisko będzie prowadzone w ich sąsiedztwie. Roboty związane z drążeniem wyrobisk korytarzowych koncentrują się przede wszystkim w tzw. strefie przyprzodkowej. Dlatego też, poziom wydzielania się metanu, a zatem i jego prognozowanie w tej strefie mają decydujący wpływ na bezpieczeństwo prowadzenia robót. W związku z powyższym, w modelu matematycznym, ilość metanu wydzielającego się do drążonego wyrobiska (zgodnie z rysunkiem 4) możemy rozpatrzyć jako sumę: ilości metanu wydzielającego się z urobku podczas wykonywania pojedynczego zabioru przy użyciu MW ( ), pumw czyli na długości równej odległości (z) między kolejnymi odrzwiami obudowy chodnikowej (pojedynczy strzał), ilości metanu wydzielającego się z węgla zalegającego w strefie desorpcji wokół wyrobiska w założonej strefie przyprzodkowej ( ), czyli na długości równej dobowemu postępowi drążenia (w), po ilości metanu wydzielającego się z węgla zalegającego w strefie desorpcji na pozostałej długości części ślepej (poza strefą przyprzodkową) prowadzonego wyrobiska ( ). o Całkowita ilość metanu wydzielającego się do drążonego przy użyciu MW wyrobiska korytarzowego będzie wynosić = + +, pumw po o m3 /min. (12) Z powyższego wzoru można wydzielićcałkowitą ilość metanu, jaka wydziela się w strefie przyprzodkowej w czasie urabiania p = +, p pumw po m3 /min. (13) Wydzielanie metanu z węgla urobionego w przodku wyrobiska w czasie wykonywania pojedynczego zabioru

60 58 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 Rys. 4. Założony w modelu schemat rozmieszczenia stref wydzielania się metanu do drążonych wyrobisk korytarzowych Fig. 4. Scheme of zones of methane emissions into the driven roadway working assumed in the model z użyciem MW umożliwiającego zabudowę kolejnych odrzwi obudowy możemy określić jako ilość metanu pumw desorbującą z objętości urobionego węgla po odpaleniu MW i obliczyć ze wzoru, m 3 /min (14) gdzie: γ w gęstość węgla, Mg/m 3, q d pojemność sorpcyjna węgla względem metanu w warunkach dołowych przy ciśnieniu 1 bar, z uwzględnieniem zawartości wilgoci całkowitej, temperatury pierwotnej górotworu oraz popiołu w węglu, którą obliczamy wg wzoru: gdzie: q s, cm 3 /g (15) pojemność sorpcyjna węgla w warunkach standardowych, cm 3 /g, T z temperatura pierwotna górotworu w miejscu prowadzonych robót, C, W t wilgoć całkowita w węglu, %, A a zawartość popiołu w węglu, % (przy założeniu, że A a < 100%), M o metanonośność złożowa pokładu, m 3 /Mgcsw, D e współczynnik dyfuzji metanu w węglu, cm 2 /s, z zabiór (odległość między sąsiednimi odrzwiami obudowy), m, F z powierzchnia odsłoniętych warstw węgla w przodku, m 2, gdy d b F z = d a = a Σ d w gdy d > b F z = 0,8 a b = 0,8 a a Σ d w gdzie: d miąższość pokładu, m b szerokość wyrobiska, m, a szerokość wyrobiska, m, d = Σ d miąższość pokładu (suma grubości odsłoniętych w warstw węgla w przodku wyrobiska), m, τ zmw założony średni czas maksymalnej desorpcji metanu podczas wykonania pojedynczego zabioru przy użyciu MW, sek. R zz promień zastępczy ziaren węgla, cm. Wyniki badań i analiz przeprowadzonych w Głównym Instytucie Górnictwa w latach pokazały, że długość promienia zastępczego ziaren węgla dla warunków GZW wynosi ok. R zz =0,1340 cm (Koptoń 2009). W przypadku drążenia wyrobiska korytarzowego za pomocą kombajnu, czas trwania pojedynczego zabioru kształtuje się na poziomie kilkudziesięciu minut i można obliczyć go w oparciu o odpowiednie wzory empiryczne (Koptoń 2009). Natomiast w przypadku drążenia wyrobiska korytarzowego przy użyciu MW, pojedynczy zabiór wykonywany jest praktycznie natychmiast. Jednak dla celów prognozy jest istotny przebieg desorpcji metanu z urobku po odpaleniu MW ze wskazaniem wartości maksymalnych. W świetle wyników badań przebiegów zapisów urządzeń metanometrii automatycznej w czasie urabiania (po odpalaniu MW) w przodkach drążonych wyrobisk korytarzowych, przeprowadzonych w ramach realizacji niniejszego zadania oraz przy uwzględnieniu przebiegów desorpcji metanu z próbek węgla w warunkach laboratoryjnych [4], czas wzmożonej desorpcji metanu z urobku kształtuje się w przedziale do kilkudziesięciu sekund do kilku minut. Opierając się na doświadczeniach autora pracy w zakresie zagrożenia metanowego podczas wieloletniej pracy w kopalni metanowej, jak i to, że zgodnie wymogami obowiązujących przepisów(rozporządzenie Ministra Gospodarki 2002) w polach metanowych stosuje się systemy Rys. 5. Zapis zmian stężenia metanu po odpaleniu MW zarejestrowany przez czujnik metanometryczny w odległości do 10 m od czoła przodka Fig. 5. Record of the changes in methane concentration after firing explosives registered by the methane sensor at a distance of 10 m from the face of working

61 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 59 metanometryczne, umożliwiające ciągły pomiar i rejestracje zawartości metanu oraz wyłączenie urządzeń elektrycznych w czasie nie dłuższym niż 15 sekund w modelu matematycznym prognozy uwzględniono średni czas maksymalnej desorpcji metanu po wykonaniu pojedynczego zabioru przy użyciu MW, τ zmw =15 sek. Dla przykładu, na rysunku 5 przedstawiono kształtowanie się stężenia metanu po odpaleniu MW zarejestrowane przez czujnik metanometryczny zabudowany w odległości do 10 m od czoła przodka. Wydzielanie metanu z węgla zalegającego w strefie przyprzodkowej,w strefie desorpcji wokół wyrobiska po, czyli z przodka i ociosów na długości odpowiadającej dziennemu postępowi (w), możemy przedstawić jako ilość metanu wydzielającą się z części węglowej strefy desorpcji w przeliczeniu na całkowity czas trwania zmian roboczych i obliczyć ze wzoru gdzie: F d, m 3 /min(16) przekrój poprzeczny części węglowej strefy desorpcji wokół wyrobiska, uzależniony od miąższości pokładu, głębokości, wytrzymałości węgla na ściskanie i zastosowanej obudowy, obliczony odpowiednio wg wzoru 5, 6, 7 lub 8; wartości a 1, b 1 i b 2 dobieramy w oparciu o dane z tablicy 1 oraz zależności 1 4, Q p objętość części węglowej strefy desorpcji przed frontem przodka, zależna od miąższości pokładu, głębokości, wytrzymałości węgla na ściskanie i zastosowanej obudowy, obliczona odpowiednio wg wzoru 9, 10 lub 11; wartości a 1, b 1 i b 2 dobieramy w oparciu o dane z tablicy 2 oraz zależności 1 4, w postęp dobowy wyrobiska, m/dobę, c ilość sześciogodzinnych zmian, podczas których prowadzone jest drążenie wyrobiska (od 1 do 4), R zz średni promień ziarn węgla w strefie desorpcji, cm. (Pozostałe oznaczenia, jak wyżej.) Do powyższego wzoru, z uwagi na rozkład ciśnienia w strefie desorpcji, od wartości odpowiadającej q d do wartości odpowiadającej M 0, do równania desorpcji przyjmujemy wartość średnią (M 0 -q d )/2. Wydzielanie się metanu z węgla zalegającego w strefie desorpcji na pozostałej długości części ślepej prowadzonego wyrobiska,można określić jako sumę wielkości metanu mo wydzielającego się w ciągu doby jednocześnie z n odcinków strefy o długościach w odpowiadających dobowemu postępowi drążenia (rys. 4) i można ją przedstawić kolejnymi wyrazami ciągu geometrycznego zakładając, że wyrobisko jest drążone w sposób ciągły. Założenie to, przy dłuższych wybiegach, spowoduje nieco zawyżenie wyników, jednak nie wpłynie to niekorzystnie na bezpieczeństwo robót.,m 3 /min (17) gdzie: L - wybieg, czyli długość części ślepej wyrobiska, m (w prognozie przyjmujemy docelową długość wyrobiska), Pozostałe oznaczenia, jak wyżej. Z powyższych wzorów wynika, że ilość metanu wydzielająca się do prowadzonego wyrobiska, jest wprost proporcjonalna do wielkości różnicy pomiędzy wartością metanonośności złożowej M 0 a wartością pojemności sorpcyjnej węgla względem metanu w warunkach dołowych (przy ciśnieniu 10 5 Pa), przy uwzględnieniutemperatury pierwotnej górotworu, zawartości popiołu w węglu oraz wilgoci całkowitej q d. Powyższe wzory mają sens przy wartości M 0 q d. W przypadku, gdy M 0 q d, zgodnie z założeniami do niniejszego modelu matematycznego, wydzielanie metanu nie wystąpi. 3. Weryfikacja opracowanego modelu prognozy metanowości bezwzględnej na tle stosowanych metod prognozowania Model matematyczny przedmiotowej metody prognozowania zweryfikowano w odniesieniu do faktycznego wydzielania metanu do drążonych w różnych warunkach gazowych, wytypowanych wyrobisk. Badania prowadzone były z wykorzystaniem bazy danych zawierającej zestawienie parametrów geologiczno-górniczych i techniczno-organizacyjnych 22 wyrobisk korytarzowych prowadzonychz użyciem MW w pokładach zaliczonych do II, III i IV kategorii zagrożenia metanowego w latach Dane pochodziły z kopalń Jastrzębskiej Spółki Węglowej S.A., Kompanii Węglowej S.A., i Katowickiego Holdingu Węglowego S.A. Weryfikacja opracowanego modelu matematycznego prognozy metanowości wyrobisk prowadzonychz użyciem MW pokazała, że względny błąd prognoz ex post obliczonych dla danych dotyczących analizowanego zbioru wyrobisk korytarzowych, kształtował się na poziomie od 19,05 do +11,83 %, czyli w żadnym przypadku nie przekraczał błędu dopuszczalności prognozy, założonego na poziomie 25 %. Średni względny błąd prognoz ex post wyniósł 7,09 % i jest również był mniejszy od 25 %. Należy zaznaczyć, żeśredni względny błąd prognoz ex post obliczonych wcześniej stosowanymi metodami prognozowania znacznie przekracza założone 25 %. Przykładowo przy zastosowaniu metody MPM/3 (Metoda MPM/3 1986) wyniósł 53,8 % a przy zastosowaniu metody KD Barbara (2, 7, 8, 6) wyniósł 66,8 %. 4. Wnioski 1. Przeprowadzona weryfikacja stosowanej dotychczas w Polsce metody prognozowania metanowości wyrobisk drążonych przy użyciu MW, wykazała dużą rozbieżność między wartościami prognozowanymi a rzeczywistymi, nie mieszczącą się w granicach założonego błędu tolerowalnego. Wyniki przeprowadzonej analizy wskazują, że obecnie stosowane metody prognozowania wymagają ponownej weryfikacji w zakresie analizy własności geologicznych, parametrów technicznych oraz uwarunkowań górniczych pod kątem ich wpływu na wydzielanie metanu w obecnie występujących warunkach, przy jednoczesnym uwzględnieniu udziału nowych, nie branych dotąd pod uwagę czynników. 2. Z przeprowadzonej weryfikacji opracowanego modelu matematycznego prognozy metanowości bezwzględnej wyrobisk prowadzonychprzy użyciu MW wynika, że względny błąd prognoz ex post obliczonych dla danych dotyczących analizowanego zbioru wyrobisk korytarzowych, kształtował się na poziomie od 19,05 do +11,83 %, czyli w żadnym przypadku nie przekraczał błędu dopuszczalności prognozy, założonego na poziomie 25 %.

62 60 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 Średni względny błąd prognoz ex post wyniósł 7,09 % i jest również był mniejszy od 25 %. 3. Wyniki przeprowadzonej analizy wskazują, że opracowany model matematyczny prognozy metanowości, może być podstawą nowej metody prognozowania wydzielania się metanu do wyrobisk korytarzowych drążonych przy użyciu MW, której wyniki będą bardziej zbliżone do faktycznego poziomu wydzielania metanu. Wykorzystanie przedmiotowej metody w innych niż polskie warunkach geologicznych, wymagałoby przeprowadzenia odpowiednich badań i weryfikacji w zakresie określenia średniego zastępczego promienia ziaren węgla, jako elementu dostrajającego model. 4. Czynniki uwzględniane w opracowanej metodzie prognozowania wskazują, że znaczny wpływ na wydzielanie metanu do drążonych wyrobiskmają własności sorpcyjne węgla, które do tej pory były badane i określane w aspekcie zagrożenia wyrzutami gazów i skał. 5. Prognoza metanowości stanowi zawsze podstawę do właściwego doboru środków prewencji metanowej, a w szczególności do projektowania sposobu przewietrzania, czy nawet odmetanowania górotworu. Opracowana metoda umożliwiabardziej precyzyjne określenie wielkości metanu, który wydziela się w strefie przyprzodkowej w czasie drążenia przy użyciu MW. Roboty związane z drążeniem wyrobisk korytarzowych koncentrują się przede wszystkim w tej strefie, i w związku z tym prognoza wydzielania metanu do tej strefy ma duży wpływ na bezpieczeństwo prowadzenia robót. 5. Literatura 1. Hoek E. (1998): Practical Rock Engineering. Rocscience Inc., www. rocscience.com. 2. Kalisz J., Kozłowski B., Sobala E.: Porównanie metod prognozowania metanowości dla wyrobisk chodnikowych w górnictwie węglowym. Przegląd Górniczy 4/78 3. Koptoń H.: Metoda prognozowania metanowości bezwzględnej wyrobisk korytarzowych drążonych kombajnami w kopalniach węgla kamiennego. Prace Naukowe GIG, Kwartalnik Górnictwo i Środowisko Nr 3/2009, Katowice Koptoń H.: Określenie strefy desorpcji wokół wyrobiska korytarzowego. Konferencja Naukowo-Techniczna IX Szkoła Geomechaniki. Beskid Śląski r. 5. Koptoń H.: Analiza stosowanej metodyki prognozowania metanowości bezwzględnej wyrobisk korytarzowych drążonych przy użyciu MW w kopalniach węgla kamiennego i zgodności wyników prognoz ze stanem faktycznym. IV Konferencja Naukowo-Szkoleniowa Problemy Współczesnego Górnictwa Prace naukowe GIG, Kwartalnik Górnictwo i Środowisko Nr 1/1/ Krause E., Krzystolik P., Łukowicz K.: Rozpoznawanie, prognozowanie, kontrola i zwalczanie zagrożenia metanowego w kopalniach węgla kamiennego. Wydawnictwo GIG Katowice Kozłowski B., Grębski Z.: Odmetanowanie górotworu w kopalniach. Wydawnictwo Śląsk Katowice Kozłowski B.: Prognozowanie zagrożeń metanowych w kopalniach głębinowych. Wydawnictwo Politechniki Śląskiej w Gliwicach Metcalfe R.S., Yee D., Seidle J.P., Puri R.: Review of Research Efforts in Coalbed Methane Recovery. Workshop on the Recovery and End Use of Coal Bed Methane, Report no. A-10, Katowice Metoda MPM/3 prognozowania metanowości chodników w zależności od sposobu urabiania (1986). Wydawnictwo GIG Katowice. 11. Olajossy A. (1993): Relacja: laboratorium in situ w badaniach desorpcji metanu z pokładów węgla. Zeszyty naukowe AGH, Kraków. 12. Prusek St., Walentek A.: Wielkość strefy zniszczenia górotworu wokół wyrobiska korytarzowego w oparciu kryteriów Hoeka-Browna. Prace Naukowe GIG 2005, Seria Konferencje nr 49, 2005 s Rozporządzenie Ministra Gospodarki w sprawie bezpieczeństwa i higieny pracy, prowadzenia ruchu oraz specjalistycznego zabezpieczenia przeciwpożarowego w podziemnych zakładach górniczych z dnia 28 czerwca 2002 r. (Dz. U. Nr 139 poz.1169) wraz z późniejszymi zmianami. 14. Tarnowski J. : Prognoza gazowości wyrobisk chodnikowych drążonych w pokładach małej i średniej miąższości. Archiwum Górnictwa 32, 2, Kraków Tarnowski J.: Uproszczona metoda opracowania metody prognozy gazowości wyrobisk chodnikowych drążonych w gazonośnych pokładach węgla. Materiały konferencyjne GIG. Konferencja N-T: Zagrożenia metanowe i pożarowe w górnictwie, wykorzystanie metanu z pokładów węgla. Ustroń 1996r.

63 GŁÓWNY INSTYTUT GÓRNICTWA Katowice, Plac Gwarków 1 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY GŁÓWNY INSTYTUT GÓRNICTWA KOPALNIA DOŚWIADCZALNA BARBARA -> ZWALCZANIE ZAGROŻEŃ GAZOWYCH -> ZWALCZANIE ZAGROZEŃ PYŁOWYCH -> ZWALCZANIE ZAGROŻENIA TĄPANIAMI -> AEROLOGIA GÓRNICZA -> TECHNOLOGIE EKSPLOATACJI I OBUDOWY GÓRNICZE -> GEOLOGIA I GEOFIZYKA -> ZARZĄDZANIE BEZPIECZEŃSTWEM PRACY I ZAGROŻENIA TECHNICZNE -> BADANIE URZĄDZEŃ MECHANICZNYCH -> RADIOMETRIA -> OCHRONA POWIERZCHNI I OBIEKTÓW BUDOWLANYCH -> AKUSTYKA TECHNICZNA, TECHNIKA LASEROWA, TECHNIKA TERMOWIZYJNA -> OCENA JAKOŚCI PALIW STAŁYCH -> SPRZĘT OCHRONNY -> WZBOGACANIE I UTYLIZACJA KOPALIN

64 62 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 UKD /.88:622.4:622.8 Kształtowanie się potencjalnego zagrożenia gazowego amoniakiem w ścianie przy stosowaniu technologii opartych na mieszaninach popiołowo-wodnych Potential ammonia gas hazard in the wall due to the application of technologies based on ash-water mixtures Dr hab. inż. Eugeniusz Krause prof. GIG* ) Dr inż. Krystian Wierzbiński* ) Treść: Zastosowanie popiołów energetycznych z denitryfikacji spalin metodami selektywnej redukcji NO X w technologiach wykorzystujących mieszaniny popiołowo-wodne pod ziemią powoduje uwalnianie się amoniaku w postaci gazowej do powietrza kopalnianego. W artykule zauważono, że w określonych warunkach wentylacyjnych, stosowanie technologii wykorzystujących mieszaniny popiołowo-wodne może implikować w kopalniach węgla nowy rodzaj potencjalnego zagrożenia o charakterze antropogenicznym, tj. zagrożenia gazowego amoniakiem. Wskazano na konieczność prowadzenia badań nad tym zagrożeniem w warunkach in-situ, głównie w miejscu stosowania technologii oraz w wyrobiskach wentylacyjnie związanych z miejscem aplikacji mieszanin popiołowo-wodnych. Z uwagi, że aktualnie w warunkach rzeczywistych na szeroką skalę badania takie nie są prowadzone, w pracy przedstawione zostały wstępne wyniki badań modelowych CFD rozkładu stężeń amoniaku w powietrzu wentylacyjnym w ścianie przewietrzanej w układzie U po caliźnie węglowej. Model numeryczny stanowił fragment 3D: zrobów, chodnika nadścianowego (miejsca podawania mieszaniny popiołowo-wodnej) oraz końcowego odcinka ściany. Obliczenia wykonano dla stanu ustalonego, przy założeniu wydatku powietrza w chodniku nadścianowym 1000 m 3 /min oraz intensywności emisji amoniaku w zrobach 0,06 dm 3 NH 3 /min (7, kg/s). Wyniki obliczeń pokazują wzrost stężenia amoniaku w chodniku wentylacyjnym w kierunku zrobów. Przedstawione wstępne wyniki badań numerycznych rozkładu stężenia gazu w środowisku ściany są pierwszymi tego typu badaniami dot. potencjalnego zagrożenia gazowego amoniakiem w kopalniach węgla. Abstract: The application of energy ashes from the denitrification of combustion gases by the use of selective reduction methods NOX in technologies applying ash-water mixtures underground, leads to the release of ammonia in the gas state to the mine air. This paper proves that in particular ventilation conditions, the use of technologies which apply ash-water mixtures may imply a new type of possible hazard of anthropogenic nature, such as ammonia gas hazard. The necessity of doing research on this hazard in in-situ conditions was indicated, mainly in the location where the technology may be used and in excavations connected to the ventilation system and with the area of ash-water mixtures delivery. Taking into account that such studies have not been made in real conditions on a large scale so far, this paper presents the preliminary results of model research CFD of distribution of the ammonia concentration in ventilation air in the wall aerated in the U system along the body of coal. The numerical model was a 3D fragment of: goaf, top gate (the area of delivering the ash-water mixture) and the final section of the wall. The calculations were performed for a defined state assuming the airflow in the top gate at 1000m3/min and the intensity of ammonia emissions in goaf at 0,06 dm3nh3/min (7, kg/s). The results prove the rise in concentration of ammonia in the air-heading in the direction of the goaf. The preliminary calculation results of gas concentration distribution in the environment of the wall are first studies which concern the ammonia gas hazard in coal mines. Słowa kluczowe: górnictwo, bezpieczeństwo, wentylacja, zagrożenia gazowe, analiza, ocena Key words: mining, safety, ventilation, gas hazard, analysis, assessment * ) Główny Instytut Górnictwa w Katowicach.

65 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY Wprowadzenie Wynikiem wdrażania Dyrektywy Parlamentu Europejskiego i Rady 201/75/UE z dnia 24 listopada 2010 w sprawie emisji przemysłowych jest wprowadzenie do energetyki węglowej technologii redukcji tlenków azotu (NO x ). Proekologiczny charakter tych działań ma za zadanie przyczynić się do znacznego ograniczenia emisji tlenków azotu w gazach spalinowych emitowanych z elektrowni węglowych do atmosfery. W aktualnie stosowanych technologiach, tj.: selektywnej redukcji katalitycznej, SCR (z ang. selective catalityc reduction ), selektywnej redukcji niekatalitycznej, SNCR (z ang. selective non-catalityc reduction) redukcja niebezpiecznych tlenków azotu (NOx) do obojętnego azotu elementarnego N 2 odbywa się z wykorzystaniem roztworu amoniaku lub mocznika. W technologii SNCR roztwór amoniaku stanowi reagent i dozowany jest do górnej części kotła. W technologii SCR roztwór ten stanowi reduktor dozowany w układzie spalinowym, przed dodatkowym blokiem katalitycznym. Wykorzystanie roztworu amoniaku lub mocznika w technologiach selektywnej redukcji NOx w gazach spalinowych powoduje jednak pozostawienie części amoniaku w popiołach lotnych stanowiących odpad elektrowniany w procesie spalania. Ocenia się, że po procesie denitryfikacji zawartość czystego amoniaku w popiele lotnym z elektrowni węglowych wynosi średnio 26 dm 3 /Mg [1]. Wykorzystywanie w górnictwie mieszanin popiołowo- -wodnych (hydromieszanin) opartych na popiołach lotnych powstałych w elektrowniach stosujących technologie selektywnej redukcji NOx może powodować ryzyko powstania nowego typu zagrożenia gazowego w wyrobiskach dołowych, tj. zagrożenia gazowego amoniakiem o charakterze antropogenicznym. 2. Zastosowanie mieszanin popiołowo-wodnych w górnictwie węgla kamiennego W górnictwie węgla kamiennego mieszaniny popiołowo- -wodne znalazły głównie zastosowanie w profilaktyce pożarowej i gazowej zapewniającej właściwy poziom bezpieczeństwa ruchu górniczego. Wykorzystywane są w technologiach związanych z: doszczelnianiem zrobów zawałowych eksploatowanych ścian, doszczelnianiem odizolowanych zrobów poeksploatacyjnych po zakończeniu eksploatacji, likwidacją nieczynnych wentylacyjnie wyrobisk przez ich podsadzenie, wykonywaniem długich korków izolujących nieczynne wyrobiska i zroby od czynnych wentylacyjnie wyrobisk kopalni, likwidacją przez podsadzenie: szybów, otworów wielkośrednicowych, wyrobisk komorowych oraz innych wyrobisk. Profilaktyka pożarowa oparta na technologii doszczelniania zrobów zawałowych eksploatowanych ścian ma istotne znaczenie przy eksploatacji węgla kamiennego w warunkach występowania zagrożenia pożarem endogenicznym. Aplikacja do zrobów ścian mieszanin popiołowo-wodnych opartych na odpadach elektrownianych wpływa na zmniejszenie zagrożenia pożarem endogenicznym, przez ograniczenie ucieczek powietrza przez zroby ścian. Stanowi profilaktykę ukierunkowaną na doszczelnienie zrobów, zmniejszenie ich przepuszczalności, ponadto na izolację powierzchni pozostawionego węgla w zrobach od powietrza zrobowego bogatego w tlen. W warunkach wzrastającej temperatury pierwotnej górotworu wraz z głębokością prowadzonych robót górniczych, problematyka zagrożenia pożarami endogenicznymi nabiera coraz większego znaczenia z uwagi na sukcesywne skracanie się okresu samozagrzewania węgla aż do osiągnięcia temperatury krytycznej, a następnie temperatury zapłonu. Wykonywanie korków izolujących dodatkowo przyczynia się do ograniczenia migracji powietrza przez zroby, co w pewnych warunkach również jest korzystne z uwagi na zagrożenie gazowe (metanowe). Mieszaniny popiołowo-wodne znalazły również szerokie zastosowanie przy likwidacji wyrobisk przez ich podsadzenie. Likwidacja ta najczęściej dotyczy sieci wyrobisk na poziomach wentylacyjnych kopalń i jest wynikiem schodzenia z eksploatacją na większą głębokość. Mieszaniny popiołowo-wodne stosowane do likwidacji wyrobisk przez podsadzenie, odgrywają znaczącą rolę w ograniczaniu strat powietrza przez nieczynne wyrobiska oraz zroby na wyższych poziomach kopalń węgla kamiennego. 3. Badania laboratoryjne emisji amoniaku gazowego z mieszanin popiołowo-wodnych Szerokie badania emisji amoniaku z mieszanin popiołowo-wodnych w warunkach laboratoryjnych przeprowadzone zostały przez T. Boreckiego [2,1]. W tym celu wykorzystany został układ zamknięty o objętości całkowitej 2000 cm 3 złożony z mieszalnika oraz sterowanego komputerowo analizatora gazów. Badaniami objęto próbki mieszanin popiołowo-wodnych o różnym stosunku wody do popiołu (wskaźnik w/s), przy zmiennych warunkach temperatury otoczenia. Wyniki badań przeprowadzono w zakresie temperatur 25 do 45 C oraz w zakresie wskaźnika w/s w mieszaninie od 0,5 do 2,0 pokazały, że występuje wyraźny wpływ temperatury otoczenia oraz stosunku wody do popiołu na intensywność emisji amoniaku. Wyniki badań wskazywały, że wzrost objętości wydzielanego gazu może być spowodowany spadkiem udziału wody w stosunku do popiołu w mieszaninie popiołowo-wodnej oraz wzrostem jej temperatury. W celu określenia objętości amoniaku (dm 3 ) jaki wydziela się z mieszaniny popiołowo-wodnej w odniesieniu do 100 Mg popiołu, wykorzystano wyniki badań stężeń amoniaku zaczerpnięte z publikacji [3], a następnie aproksymowano je funkcją ekspotencjalną postaci (wzór 1) gdzie: a V NH3 (t)=a [1-exp(-kt)] dm 3 /100Mg (1) stała odpowiada całkowitej objętości wydzielonego amoniaku w fazie gazowej z 100 Mg popiołu, dla czasu t = Ą, dm 3 /100Mg k współczynnik kinetyki wydzielania amoniaku, s -1 t czas, s Na wykresie (rys. 1) przedstawione zostały przykładowe zbiory wyników badań kinetyki wydzielania amoniaku dla 2 próbek mieszanin (próbka: T45w/s1,50; próbka: T35w/s1,75) oraz dopasowane do nich funkcje aproksymujące. Zbiorcze zestawienie aproksymowanych funkcji kinetyki wydzielania amoniaku z mieszaniny popiołowo-wodnej dla 10 różnych mieszanin w zakresie temperatur o C przedstawia wykres na rysunku 2.

66 64 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 Rys. 1. Wyniki badań kinetyki wydzielania amoniaku z 100 Mg popiołu oraz odpowiadające im funkcje aproksymujące Fig. 1. Results of research on kinetics for the release of ammonia from 100 Mg ash and the corresponding approximating functions Rys. 2. Przykłady funkcji aproksymujących wyniki badań wydzielania amoniaku z mieszaniny popiołowo-wodnej w przeliczeniu na 100 Mg popiołu. Fig. 2. Examples of functions approximating the research results of ammonia release from the ash-water mixture per 100 Mg of ash Z porównania przebiegów funkcji aproksymujących kinetykę uwalniania amoniaku z mieszanin popiołowo-wodnych opartej na analizie wielkości współczynników (a, k) funkcji ekspotencjalnej (wzór 1) wynika, że zakres zmienności współczynnika k zawiera się w przedziale od do s -1, natomiast współczynnika a w przedziale od 2 do 5 dm 3 /100 Mg. Przyjmując, że wartość współczynnika a odpowiada wartości całkowitej wielkości wydzielonego amoniaku w fazie gazowej z mieszaniny popiołowo-wodnej, udział uwalnianego amoniaku w fazie gazowej do amoniaku zawartego w popiele lotnym ocenia się na 0,08 0,2% vol. W celu oceny zmiany intensywności wydzielania (emisji strumienia) gazowego amoniaku Q NH3 (t) w czasie wyznaczona została pochodna funkcji V NH3 (t) (wzór 2): (dm 3 /s)/100mg (2) Przebieg zmian intensywności emisji amoniaku przedstawia wykres na rysunku 3. Na osi rzędnych emisję gazowego amoniaku wyrażono w jednostkach (dm 3 /min)/100 Mg, po przeliczeniu z jednostek emisji obowiązujących we wzorze 2, tj. (dm 3 /s)/100 Mg. Z wykresu (rys. 3) widać, że najwyższa intensywność emisji amoniaku w zakresie 0,14 0,55 (dm 3 /min)/100 Mg występuje w chwili zapoczątkowania procesu emisji gazu, a następnie szybko maleje w czasie osiągając po 30 minutach (1800 s) wartości od 3 do 11 krotnie niższe tj. poniżej 0,05 (dm 3 /min)/100 Mg. Szczegółowe dane dot. wartości intensywności wydzielania amoniaku w chwili początkowej (t 0 = 0 s) oraz po upływie określonego czasu od chwili początkowej tj. 15 minut i 30 minut zestawiono w tablicy 1. Jak wynika z tablicy 1 oraz wykresów (rys. 2) występująca w chwili początkowej intensywność wydzielania amoniaku, uzależniona jest w dużej mierze od stosunku wody do popiołu (w/s). Po upływie 15

67 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 65 Rys. 3. Przebiegi zmian intensywności wydzielania amoniaku Fig. 3. Changes in the intensity of ammonia release minut intensywność ta maleje do poziomu 0,06 0,12 (dm 3 / min)/100 Mg, a po upływie kolejnych 15 minut do 0,02 0,05 (dm 3 /min)/100 Mg. Po tym czasie, niezależnie od stosunku wody do popiołu (w/s), emisja amoniaku gazowego z mieszaniny kształtuje się na zbliżonym poziomie. W przedostatniej i ostatniej kolumnie tablicy 1 zestawiono wartości uśrednione intensywności emisji gazu dla 2 początkowych przedziałów czasu tj. krótszego 15-minutowego i dłuższego 30-minutowego liczonego w obu przypadkach o chwili rozpoczęcia procesu uwalniania amoniaku z hydromieszaniny. Z przeprowadzonych wyliczeń wynika, że średnia emisja amoniaku ze 100 Mg popiołu w okresie początkowych 15 minut wynosi 0,10 0,25 dm 3 NH 3 /min, natomiast średnia emisja w okresie początkowych 30 minut wynosi 0,06 0,15 dm 3 NH 3 / min. Przedstawione wyniki badan laboratoryjnych emisji amoniaku dotyczą mieszanin popiołowo-wodnych, w których wykorzystano popiół lotny o zawartości amoniaku od 26 dm 3 / Mg popiołu. Nadmienić należy, że w procesie denitryfikacji może powstawać popiół lotny o 2 3-krotnie większej zawartości amoniaku, tj. około dm 3 /Mg. W takich warunkach należy spodziewać się proporcjonalnie wyższej emisji fazy gazowej amoniaku z mieszanin popiołowo-wodnych niż wyniki badań zestawione w tablicy Zagrożenie gazowe amoniakiem w środowisku ściany przewietrzanej w układzie U po caliźnie węglowej Uwalnianie się amoniaku w fazie gazowej w zrobach w wyniku zaaplikowania określonej objętości mieszaniny popiołowo-wodnej opartej na popiołach lotnych po redukcji NO X może w określonych warunkach powodować wzrost stężenia amoniaku w zrobach oraz w powietrzu wentylacyjnym odprowadzanym z rejonu ściany. O rozkładzie stężeń amoniaku w wyrobiskach rejonu ściany i lokalizacji potencjalnych miejsc zagrożenia amoniakiem decydować będzie rozkład stężeń amoniaku w zrobach, który wynika z wielkości i kierunku migracji powietrza przez zroby oraz emisji amoniaku z hydromieszaniny zaaplikowanej do zrobów. Na wielkość emisji amoniaku z hydromieszaniny w zrobach, w głównej mierze decyduje zastosowana technologia aplikacji, wydajność instalacji lokowania oraz całkowita objętość popiołów ulokowanych w zrobach. Nie bez znaczenia pozostają parametry geologiczno-górnicze oraz właściwości hydromieszaniny wpływające zarówno na zasięg jej penetracji w zrobach jak i intensywność emisji amoniaku, tj. nachylenie i przepuszczalność zrobów, temperatura górotworu, rozlewność mieszaniny oraz stosunek wody do popiołu. Tablica 1. Kształtowanie się emisji amoniaku z mieszaniny popiołowo-wodnej Table 1. Process of ammonia release from the ash-water mixture Nr próbki w chwili początkowej po upływie t=15 min Intensywność emisji amoniaku, (dm 3 /min)/100mg Po upływie t=30 min Uśredniona w czasie pierwszych 15 minut Uśredniana w czasie pierwszych 30 minut T45 w/s 0.5 0,18 0,08 0,04 0,12 0,08 2-T45 w/s 0.7 0,55 0,10 0,02 0,25 0,15 3-T45 w/s 0.9 0,43 0,11 0,03 0,24 0,08 4-T45 w/s 1.1 0,20 0,09 0,04 0,14 0,06 5-T45 w/s 1.5 0,32 0,12 0,05 0,21 0,14 6-T45 w/s 2.0 0,27 0,09 0,03 0,16 0,11 7-T35 w/s ,17 0,07 0,03 0,11 0,08 8-T35 w/s 1.0 0,19 0,06 0,02 0,11 0,07 9-T35 w/s ,18 0,06 0,02 0,11 0,07 10-T35 w/s 1.5 0,14 0,06 0,03 0,10 0,08

68 66 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 Rys. 4. Schemat przewietrzania ściany w układzie U z instalacją lokowania mieszaniny popiołowo-wodnej do zrobów z chodnika wentylacyjnego (chodnika nadścianowego). Fig. 4. Scheme of wall ventilation in the U system with installation for delivery of the ash-water mixture into goaf from air-heading (top gate). Z kolei o wielkości i kierunku migracji powietrza wraz z amoniakiem przez zroby decyduje sposób oraz parametry przewietrzania ściany. Z uwagi, że obecnie w polskich kopalniach węgla kamiennego dominuje układ przewietrzania ścian na U po caliźnie węglowej, analizę wpływu aplikacji do zrobów hydromieszaniny zawierającej popioły lotne po redukcji NO X na stężenia amoniaku w powietrzu oparto o ścianę podłużną przewietrzaną w układzie U (rys. 4). Jak wynika ze schematu (rys. 4) do zrobów hydromieszanina podawana jest z chodnika wentylacyjnego (chodnika nadścianowego). Stopień wypełnienia zrobów ściany mieszaniną popiołowo-wodną poglądowo przedstawiony został na rysunku 4. W systemie eksploatacji podłużnym ściany z zawałem stropu w rzeczywistości stopień ten będzie uzależniony od niwelacji chodników przyścianowych okonturowujących parcelę eksploatacyjną oraz nachylenia zrobów. Zagadnienia dotyczące doszczelniania zrobów ścian mieszaninami popiołowo-wodnymi w systemach eksploatacji podłużnym, przekątnym oraz poprzecznym przedstawiono w publikacjach [4]. W miejscu aplikacji mieszaniny popiołowo-wodnej uwalnia się amoniak, który następnie migruje zgodnie z ucieczkami powietrza w zrobach (Vu) do prądu powietrza zużytego wentylacyjnie związanego ze środowiskiem ściany. Przyjmuje się, że w ścianach przewietrzanych w układzie U po caliźnie węglowej, ucieczki powietrza przez zroby Vu stanowią około 20 % z całkowitego wydatku powietrza Vc doprowadzanego do ściany, przy czym mogą być mniejsze w przypadku stosowania profilaktyki wpływającej na obniżenie przepuszczalności obszaru zrobów, np. profilaktyki pożarowej. W układzie przewietrzania ściany na U stosowanie technologii aplikacji do zrobów mieszaniny popiołowo-wodnej, spowoduje wynoszenie amoniaku ze zrobów wraz z ucieczkami powietrza Vu w rejon skrzyżowania ściany z chodnikiem wentylacyjnym (rys. 4). W konsekwencji może to stanowić zagrożenie gazowe dla załogi zatrudnionej w chodniku wentylacyjnym. Zasadnym jest zatem przeprowadzenie analizy rozkładu stężeń amoniaku wypływającego ze zrobów w rejonie skrzyżowania ściany z chodnikiem wentylacyjnym przy przewietrzaniu ściany w układzie U w oparciu o obliczenia numeryczne CFD. 5. Badania numeryczne rozkładu stężeń amoniaku w rejonie skrzyżowania ściany z chodnikiem wentylacyjnym Badania numeryczne rozkładu stężeń amoniaku migrującego ze zrobów w rejonie skrzyżowania ściany z chodnikiem wentylacyjnym przeprowadzono przy użyciu komercyjnego programu ANSYS CFX firmy Ansys, Incorporated. Do rozwiązywania zagadnień przepływu płynów oprogramowanie wykorzystuje tzw. obliczeniową mechanikę płynów CFD (ang. Computational Fluid Dynamics) [ANSYS, 2005]. Do dyskretyzacji równań Naviera-Stokesa zastosowana została metoda objętości skończonych FVM (ang. Finite Volume Method) Założenia dot. modelu ściany oraz warunków brzeżno-początkowych Do obliczeń numerycznych wykorzystano model 3D stanowiący fragment pola ścianowego złożony ze zrobów, chodnika wentylacyjnego (miejsca podawania mieszaniny popiołowo-wodnej) oraz końcowego odcinka ściany (rys. 5). Szczegółowe dane dotyczące parametrów geometrycznych wykorzystanego do obliczeń modelu zestawione zostały tablicy 2. W modelu wysokość zrobów została ograniczona do wysokości ściany, z uwagi na optymalizację siatki i czasu obliczeń. Ponadto w geometrii obszaru przepływu nie uwzględniono: wyposażenia ściany w obudowę zmechanizowaną, kombajn, przenośnik, zmian przekroju wyrobiska z tytułu występowania obudowy chodnikowej w chodniku nadścianowym, innych urządzeń, które mogą być dodatkowo stosowane w wyrobisku, np. pomocniczych urządzeń wentylacyjnych w warunkach zagrożenia metanowego.

69 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 67 Rys. 5. Geometria 3D obszaru przepływu Fig. 5. 3D geometry of the flow region Tablica 2. Parametry geometryczne modelu obszaru przepływu Table 2. Geometric parameters of the flow region model Lp. Parametr geometryczny Wartość 1 Wysokość ściany (furta eksploatacyjna) 2,25 m 2 Szerokość ściany 8,0 m 3 Przekrój poprzeczny ściany 16,8 m 2 4 Długość ściany 25,0 m 5 Wysokość chodnika 3,0 m 6 Szerokość chodnika 3,8 m 7 Długość chodnika wentylacyjnego (łącznie z częścią zlikwidowaną w zrobach) 50 m 8 Przekrój poprzeczny chodnika 9,1 m 2 9 Pole powierzchni obszaru zrobów w przekroju poziomym 25m x 25m 10 Wysokość zrobów 2,25 m Obliczenia wykonano dla warunków izotermicznych (bez wymianu ciepła), przyjmując temperaturę powietrza oraz temperaturę amoniaku w fazie gazowej 28 o C (301,15K). Na wylocie z obszaru przepływu (rys. 4, ścianka OUTLET), założono ciśnienie 1084 hpa co przy ciśnieniu atmosferycznym na powierzchni 980 hpa odpowiada lokalizacji wyrobisk na głębokości 890 m p.p.t.. Powietrze i amoniak w fazie gazowej potraktowano jak gazy doskonałe, przy czym dla powietrza przyjęto że jest suchą mieszaniną gazów. Obliczenia wykonano dla stanu ustalonego przepływu, przy założeniu wydatku powietrza w chodniku wentylacyjnym (nadścianowym) Vc= 1000 m 3 /min (20,84 kg/s). Uwzględniając 20 % straty powietrza przez zroby (układ ściany U), założono przepływ powietrza przez zroby w ilości Vu = 200 m 3 /min (16,67 kg/s) (rys. 4 ścianka INLET 1) oraz wydatek powietrza w ścianie Vsc= 800 m 3 /min (4,17 kg/s) (rys. 4 ścianka INLET 2). Dla przepływów przyjęto model turbulencji k-epsilon oraz następujące złożenia początkowe dot. gęstości gazów: 1,25 kg/m 3 dla powietrza, 0,74 kg/m 3 dla amoniaku. Przyjęto intensywność emisji amoniaku w zrobach Q NH3 = 0,06 dm 3 NH 3 /min (7, kg/s) wynikającą z aplikacji hydromieszaniny do zrobów w ilości 100 Mg oraz wyników badań laboratoryjnych w pkt. 4 (wartość minimalna - tablica 1, kolumna 6). Z uwagi na to, że zaaplikowana mieszanina popiołowo-wodna znajduje się w części przyspągowej zrobów, w modelu założono dopływ strumienia gazowego amoniaku do dolnej ścianki obszaru przepływu (rys. 4 ścianka INLET 3). Dla całej ścianki o wymiarach 25m x 25m przyjęto dopływ jednorodnego strumienia amoniaku, zakładając że mieszanina popiołowo-wodna spenetruje w całości obszar zrobów o wymiarach 25 m 25 m Wyniki obliczeń numerycznych CFD Wyniki obliczeń numerycznych potwierdzają występowanie wyraźnie wyższych stężeń amoniaku w zrobach w sąsiedztwie chodnika wentylacyjnego w porównaniu do wartości stężeń w ścianie oraz zrobach strony powietrza świeżego. Na rysunku 6 przedstawione zostały wyniki obliczeń w formie rozkładu stężenia amoniaku w płaszczyźnie poziomej usytuowanej na wysokości 0,5 m na spągiem chodnika wentylacyjnego. Z rysunku 6 wynika, że wartości maksymalne stężeń NH 3 w powietrzu wentylacyjnym zlokalizowane są w chodniku wentylacyjnym za frontem ścianowym, przy ociosie chodnika przeciwległym wylotowi ze ściany Na rysunkach 7 i 8 pokazano rozkład stężeń amoniaku w 2 różnych przekrojach poprzecznych chodnika wentylacyjnego. Rysunek 7 dotyczy przekroju zlokalizowanego na linii zawału ściany, natomiast rysunek 8 przekroju przesuniętego 2 m w kierunku zrobów (tj. 2 m za linią zawału ściany). Z rozkładów stężeń gazu przedstawionych na rysunkach 7 i 8 wynika, że wyższe stężenia gazu występują w części przyspągowej wyrobiska, co jest częściowo rezultatem założeń brzegowych w modelu dotyczących lokalizacji źródła emisji amoniaku w zrobach. Z porównania wyników obliczeń (rys. 6, 7, 8) widać ponadto, wzrost wartości maksymalnych stężeń amoniaku w chodniku wentylacyjnym w kierunku oddalania się od linii likwidacji chodnika w stronę zrobów. Kształtowanie się wartości stężeń NH 3 w części przyspągowej chodnika oraz w połowie jego wysokości w zależności od usytuowania względem ociosów chodnika (środek wyrobiska, ocios przeciwległy, ocios odzawałowy) oraz względem linii zawału przedstawione zostało na wykresie (rys. 9).

70 68 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 Rys. 6. Rozkład stężenia amoniaku w płaszczyźnie poziomej na wysokości 0,5 m na spągiem chodnika wentylacyjnego (widok z góry na skrzyżowanie ściany z chodnikiem) Fig. 6. Distribution of ammonia concentration in horizontal plane at the height of 0,5 m above the floor of air-heading (top view of wall and heading crossing) Rys. 7. Rozkład stężenia amoniaku w przekroju poprzecznym chodnika wentylacyjnego na linii zawału ściany Fig. 7. Distribution of ammonia concentration in the cross-section of air-heading in the caving line Rys. 8. Rozkład stężenia amoniaku w przekroju poprzecznym chodnika wentylacyjnego 2 m za linią zawału ściany Fig. 8. Distribution of ammonia concentration in the cross-section of air-heading 2m behind the caving line

71 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 69 Rys. 9. Kształtowanie się stężenia amoniaku w chodniku wentylacyjnym. Znak (-) dla lokalizacji za linią zawału, znak (+) przed linią zawału. Fig. 9. Process of ammonia concentration in air-heading. (-) for location behind the caving line, (+) in front of the caving line Z uwagi, że dla linii zawału przyjęto współrzędną 0, na wykresie (rys. 9) wartości ujemne (-) na osi odciętych oznaczają wartości stężeń gazu zlokalizowane w chodniku wentylacyjnym za linią zawału w kierunku zrobów. Wykres kształtowania się stężenia amoniaku w chodniku wentylacyjnym potwierdza, że maksymalne stężenia występują na całej długości chodnika wentylacyjnego w jego części przyspągowej (3 linie kolor: czerwony, niebieski, zielony). Z wyników obliczeń wynika również że wysoki wzrost stężenia amoniaku (gradient stężenia) w chodniku wentylacyjnym ma miejsce od 3 6 m przed linią zawału do 4 m za linią zawału. Dla przyjętych warunków wentylacyjnych oraz wartości emisji amoniaku w zrobach, wyniki obliczeń CFD pokazują, że wartości stężeń amoniaku w chodniku wentylacyjnym wynoszą maksymalnie 1,35 ppm. Z uwagi, że stosowne przepisy górnicze nie określają dopuszczalnych stężeń amoniaku w powietrzu wentylacyjnym, wartości maksymalne stężenia amoniaku można porównać z wartościami najwyższych dopuszczalnych w środowisku pracy stężeń czynników szkodliwych dla zdrowia (NDS) w zawartych Rozporządzeniu Ministra Pracy i Polityki Społecznej [5]. Wg ww. rozporządzenia dla amoniaku NDS NH3 wynosi 14 mg/m 3 co, odpowiada stężeniu objętościowym w powietrzu około 19 ppm. Zatem uzyskane z obliczeń CFD stężenia gazu są co najmniej 14-krotnie niższe od wartości dopuszczalnych i nie będą stanowić zagrożenia gazowego. W takich warunkach wentylacji i emisji amoniaku w zrobach wystąpić może jedynie zmiana parametrów jakościowych powietrza w miejscu pracy, tj. w chodniku wentylacyjnym. 6. Wnioski 1. Wykorzystywanie w górnictwie węgla kamiennego mieszanin popiołowo-wodnych (hydromieszanin) opar- tych na popiołach lotnych powstałych w elektrowniach stosujących technologie selektywnej redukcji NO x może powodować ryzyko powstania nowego typu potencjalnego zagrożenia gazowego w wyrobiskach dołowych, tj. zagrożenia gazowego amoniakiem o charakterze antropogenicznym. Aktualnie przepisy górnicze nie uwzględniają zagrożenia gazowego amoniakiem w wyrobiskach dołowych, a w szczególności nie określają dopuszczalnych stężeń amoniaku w powietrzu wentylacyjnym. 2. Analiza własna danych literaturowych, w szczególności opublikowanych przez T. Boreckiego wyników badań laboratoryjnych emisji amoniaku z hydromieszanin wykazała, że kinetyka wydzielania fazy gazowej amoniaku z mieszaniny popiołowo-wodnej V NH3 (t) może być aproksymowana funkcją ekspotencjalną V NH3 (t)=a [1 exp( kt)], natomiast zmiana intensywności wydzielania (emisji strumienia) gazowego NH 3 w czasie Q NH3 (t) funkcją postaci Q NH3 (t) = k a exp( kt). Z porównania przebiegów funkcji V NH3 (t) wynika, że zakres zmienności współczynnika a, któremu odpowiada całkowita wielkość wydzielonego amoniaku w fazie gazowej z mieszaniny popiołowo- -wodnej wynosi 2 5 dm 3 /100 Mg. Zatem udział uwalnianego amoniaku w fazie gazowej do amoniaku zawartego w popiele lotnym stanowi 0,08 0,2 % (vol). Z analizy przebiegów funkcji Q NH3 (t) wynika, że średnia emisja amoniaku ze 100 Mg popiołu w okresie najbardziej intensywnego wydzielania gazu tj. w początkowych 30 minutach wynosi 0,06 0,15 dm 3 /min. 3. Wstępne badania numeryczne CFD rozkładu stężeń amoniaku w rejonie wylotu ze ściany przewietrzanej w układzie U po caliźnie węglowej przeprowadzone zostały przy założeniu wydatku powietrza w chodniku wentylacyjnym Vc=1000 m 3 /min, 20% stratach powietrza przez zroby oraz intensywności emisji amoniaku w zrobach Q NH3 =0,06 dm 3 /min. Wyniki potwierdziły występowanie

72 70 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 wyższych stężeń amoniaku w chodniku wentylacyjnym w bezpośrednim sąsiedztwie zrobów w porównaniu z wartościami stężeń NH 3 w ścianie oraz stężeń amoniaku w zrobach. 4. Ze wstępnych badań numerycznych CFD rozkładu stężeń amoniaku w rejonie skrzyżowania ściany z chodnikiem wentylacyjnym wynika, że stężenie NH 3 w chodniku wentylacyjnym wynosi maksymalnie 1,35 ppm. Oznacza to, że w takich warunkach wentylacji i emisji amoniaku w zrobach, stężenie gazu w chodniku wentylacyjnym będzie co najmniej 14-krotnie niższe od wartości najwyższego dopuszczalnego stężenia amoniaku dla środowisku pracy tj. od NDS NH3 =19 ppm, określonego w Rozporządzeniu Ministra Pracy i Polityki Społecznej [Rozporządzenie, 2014]. Wyniki symulacji numerycznych wskazują, że należy zatem liczyć się ze zmianą parametrów jakościowych powietrza w chodniku wentylacyjnym, a założone warunki wentylacyjno-gazowe, wykluczają możliwość wystąpienia zagrożenia amoniakiem w rejonie aplikacji mieszaniny popiołowo-wodnej do zrobów ścian. 5. Aktualnie badania CFD zawierają jedynie wstępne wyniki oceny potencjalnego zagrożenia gazowego amoniakiem na skrzyżowaniu ściany z chodnikiem wentylacyjnym i wymagają weryfikacji w warunkach rzeczywistych. 6. Wariantowe obliczenia numeryczne CFD powinny być wykorzystane do wstępnej oceny potencjalnego zagrożenia gazowego amoniakiem w wyrobiskach górniczych mających kontakt ze zrobami, w których zaplanowane zostało lokowanie hydromieszanin oraz w miejscach aplikacji mieszanin popiołowo-wodnych w technologiach zamkniętych (nieprzewietrzanych lub słabo przewietrzanych) Literatura 1. Krause E., Drobek L., Borecki T.: Assessment of hazard due to release of gaseous ammonia from the fly ash-water mixture applied in longwall mine gobs. Journal of Sustainable Mining, 13(2), 1 5. doi: / jsm140201, Krause E., Borecki T.: Kształtowanie się zagrożenia amoniakiem w warunkach aplikacji do zrobów ścian mieszanin popiołowo-wodnych. Międzynarodowa Konferencja Naukowo-Szkoleniowa nt. Wybrane zagadnienia wentylacyjne i pożarowe w kopalniach. Jankowice Rudzkie września Drobek L., Borecki T., Bauerek A.: Ocena wydzielania się amoniaku z odpadów paleniskowych po procesie denitryfikacji SNCR. (niepublikowana dokumentacja nr ), Główny Instytut Górnictwa Katowice, Cygankiewicz K., Wierzbiński K., Łukowicz K.: Problematyka stosowania mieszanin i spoiw mineralnych w podziemnych zakładach górniczych. In W. Dziurzyński (Ed.), Model bezpiecznej eksploatacji górniczej w warunkach kumulacji i koincydencji zagrożeń wentylacyjnych, metanowych i pożarowych (pp ). Kraków: IMG PAN, ANSYS CFX, Release 10.0: Tutorials ANSYS CFX, Inc Dz. U poz Rozporządzenie Ministra Pracy i Polityki Społecznej z dnia 6 czerwca 2014 r. w sprawie najwyższych dopuszczalnych stężeń i natężeń czynników szkodliwych dla zdrowia w środowisku pracy. Szanowni Czytelnicy! Przypominamy o wzowieniu prenumeraty Przeglądu Górniczego Informujemy też, że od 2009 roku w grudniowym zeszycie P.G. zamieszczamy listę naszych prenumeratorów.

73 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 71 Wybrane sposoby wzmacniania skorodowanej stalowej obudowy odrzwiowej Selected ways of reinforcing the corroded steel arch support UKD : :622.86/.88 Dr hab. inż. Stanisław Prusek* ) Dr inż. Marek Rotkegel* ) Mgr inż. Łukasz Małecki* ) Treść: W artykule porównano wybrane, najczęściej stosowane metody wzmacniania skorodowanej stalowej obudowy wyrobisk korytarzowych. Zestawiono cechy charakterystyczne poszczególnych metod oraz koszty stosowania niektórych z nich. Spośród analizowanych sposobów najbardziej efektywnym wydaje się być torkretowanie. Przemawia za tym rachunek ekonomiczny oraz poziom bezpieczeństwa prowadzonych prac. Jednak skuteczność obudowy powłokowej z betonu natryskowego wymaga zapewnienia odpowiednich parametrów zgodnych z przyjętymi na etapie projektowania. Abstract: This paper compares the most commonly used methods of reinforcing corroded steel arch roadway supports. The characteristics the costs of use of the presented methods are summarized. Among the analyzed, the most effective way of reinforcing appears to be shotcreting. This is influenced by the economic balance and the level of work safety. However, to ensure the effectiveness of the shotcrete lining it is necessary to obtain shotcrete parameters corresponding to those used at the design stage. Słowa kluczowe: obudowa wyrobisk korytarzowych, górnictwo, korozja, wzmacnianie obudowy wyrobisk korytarzowych, rachunek ekonomiczny Key words: roadway supports, mining, corrosion, reinforcing roadway supports, economic balance 1. Wprowadzenie Zapewnienie stateczności wyrobiska, zachowanie parametrów jego przekroju poprzecznego, a przede wszystkim zabezpieczenie załóg górniczych, maszyn i urządzeń przed zawałami i obrywającymi się odłamkami skalnymi to główny cel, stawiany obudowie. Dla spełnienia zadań obudowy kluczowe są parametry geometryczne odrzwi oraz wytrzymałościowe poszczególnych elementów obudowy. Z tymi parametrami bezpośrednio związana jest nośność obudowy. Stateczność wyrobiska jest zachowana, dopóki nośność obudowy jest większa niż obciążenia na nią działające. Należy jednak pamiętać, że zarówno działające obciążenia, jak i nośność obudowy często są wielkościami zmiennymi w czasie. Szczególnie ma to miejsce w przypadku obudowy stalowej, gdzie na jej podporność wpływa cały szereg czynników, takich * ) Główny Instytut Górnictwa w Katowicach jak kształt obudowy (także stan jej deformacji), własności wytrzymałościowe zastosowanych materiałów, poprawność zabudowy w wyrobisku oraz wielkość zastosowanego profilu. Nie bez znaczenia pozostaje zjawisko korozji, które poprzez zmianę parametrów przekrojowych kształtowników istotnie wpływa na spadek nośności całych odrzwi. Na rysunku 1 przedstawiono przykłady znacznego skorodowania elementów obudowy. Istotny jest także fakt, że obciążenia działające na obudowę również mogą ulegać znacznym zmianom, wynikającym z prowadzonej w pobliżu eksploatacji, wstrząsów górotworu czy cech reologicznych skał otaczających wyrobisko. Nie bez znaczenia pozostają także dodatkowe obciążenia generowane w procesach transportu kolejkami podwieszanymi, zawieszaniem lub podnoszeniem na odrzwiach maszyn i urządzeń. Z uwagi na bezpieczeństwo użytkowania obudowy w całym założonym okresie, powinna się ona charakteryzować większą nośnością, niż obciążenia na nią działające. Jak wynika z praktyki górniczej, nie zawsze warunek ten jest spełniony.

74 72 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 a) b) Rys. 1. Skrajne przypadki skorodowania obudowy a) korozyjne złamanie łuku ociosowego b) skorodowany element odrzwi po wystąpieniu obwału skał Fig. 1. Extreme cases of support corrosion: a) fracture of wall arc caused by corrosion b) corroded element of arch frame after rock fall Dowodem mogą być tu zaistniałe w ostatnich latach zawały, spowodowane znacznym spadkiem nośności, wywołanym właśnie korozją. W każdym przypadku powodują one znaczne straty materialne związane z wyłączeniem wyrobisk z ruchu [26, 27, 28]. Niestety, czasami powodują także ofiary w ludziach, jak to na przykład miało miejsce w KWK Polska- -Wirek w 2005 r., gdzie pod opadającymi bryłami skał i elementami obudowy zginął górnik [26]. Zapobieganie takim wypadkom i zdarzeniom skłania do prowadzenia okresowych kontroli stanu technicznego wyrobisk i ich obudowy oraz odpowiednie reagowanie w sytuacjach zagrożenia utraty stateczności wyrobiska. W polskich kopalniach stosuje się wiele sposobów wzmacniania skorodowanej obudowy. Różnią się one między sobą skutecznością, pracochłonnością i związanym z tym kosztem wykonania, a także bezpieczeństwem prowadzonych robót. Jednym z najczęściej stosowanych sposobów jest torkretowanie, które pozwala na wykonanie skutecznego wzmocnienia w sposób bezpieczny przy zadowalających kosztach realizacji. W ostatnich latach w Głównym Instytucie Górnictwa prowadzono wiele prac w zakresie monitorowania pracy obudowy [8,9,10,17], oceny jej stanu technicznego ze szczególnym uwzględnieniem zjawiska korozji [12] oraz prognozowania przebiegu tego zjawiska [16]. W efekcie tych działań opracowano metodykę oceny stopnia skorodowania obudowy [11] oraz program wspomagający proces kontroli [20]. 2. Przegląd wybranych sposobów wzmacniania skorodowanej obudowy odrzwiowej Stalowa obudowa chodnikowa w trakcie jej użytkowania bardzo często poddawana jest działaniu agresywnego środowiska. W wyniku tego, podobnie jak inne obiekty techniczne wykonane ze stali, ulega zjawisku korozji. Dla zachowania odpowiedniego poziomu bezpieczeństwa, stalowa obudowa odrzwiowa w przypadku wystąpienia znacznej korozji powinna zostać poddana ocenie pod kątem spełniania założonych parametrów podpornościowych. W przypadku stwierdzenia możliwości wystąpienia stanu niebezpiecznego, w którym obciążenie zewnętrzne jest bliskie nośności obudowy, podejmowane są decyzje dotyczące wykonania wzmocnień jej elementów lub wymiany całych odrzwi. Najczęściej w tym zakresie stosuje się: - wzmocnienie obudowy za pomocą podciągu drewnianego lub stalowego, podbudowanego ciernymi stojakami stalowymi lub drewnianymi, - wzmocnienie obudowy za pomocą wieloboku z elementów drewnianych (obudową poligonową), - wzmocnienie obudowy za pomocą indywidualnych stropnic kotwionych, - zmniejszenie obciążeń obudowy przez zastosowanie kotwienia górotworu, - wzmacnianie uszkodzonych odcinków łuków ociosowych odcinkami nowych kształtowników ( protezowanie ), - wzmacnianie obudowy poprzez wstawianie pełnych odrzwi w istniejący przekrój wyrobiska, - betonowanie skorodowanych odcinków łuków ociosowych, - torkretowanie. Osobną grupę stanowią działania i zabiegi stosowane jako profilaktyka korozji, wśród których należy wymienić: - cynkowanie, - nakładanie powłok ochronnych (np. TEKFLEX [18,19,21,22], AGESO [24]), - stosowanie stali o zwiększonej odporności na korozję. Metody, często zakładają stosowanie stojaków, z uwagi na ich prostotę oraz szybkość wykonania, zwłaszcza w przypadkach konieczności doraźnego wzmocnienia obudowy. Jednak znacznie ogranicza to funkcjonalność wyrobiska. Często zdarzają się sytuacje, szczególnie w przypadku wyrobisk pełniących funkcje transportowe, że nie jest możliwe stosowanie stojaków pośrednich. Alternatywnymi rozwiązaniami może być kotwienie górotworu lub przykotwienie odrzwi. Jednak wymaga to określenia zasięgu strefy spękań. W wielu przypadkach rozwiązanie to nie jest uzasadnione technicznie lub ekonomicznie z uwagi na konieczność stosowania długich kotwi lub wcześniejszego skonsolidowania spękanej strefy górotworu wokół wyrobiska. Jedną z często stosowanych metod wzmacniania obudowy jest protezowanie. Ten sposób przywrócenia nośności może być stosowany jednak tylko w pewnych przypadkach zaistniałej korozji obejmującej jedynie przyspągowe odcinki łuków ociosowych. Protezowanie polega na połączeniu odpowiednio skróconych łuków tej samej wielkości kształtownika i odrzwi z łukami wzmacnianymi. Łuki wzmacniające są skrócone od strony części łukowej o odcinek nieco większy od zakładki w istniejącej obudowie. Przy stosowaniu protezowania obszar złączy nie

75 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 73 jest wzmacniany. Wystąpienie korozji w tym obszarze może wykluczyć możliwość zastosowania tego typu wzmocnienia. Metoda ta nie jest stosowana dla odrzwi z kształtowników KS/KO z uwagi na jednostronne kojarzenie kształtowników na łuki ociosowe (KO) i stropnicowe (KS). Kolejną metodą wzmacniania obudowy jest zabudowa pełnych odrzwi w istniejący przekrój wyrobiska. Wzmocnienie tą metodą może być realizowane na dwa sposoby. Gdy zmniejszenie przekroju wyrobiska jest możliwe, buduje się odrzwia o nieco mniejszych gabarytach. Geometrię nowej obudowy dobiera się indywidualnie dla wyrobiska, na podstawie pomiarów istniejącej obudowy, uwzględniając możliwość zabudowania okładzin pomiędzy istniejącą a nową obudową. Powstałe puste przestrzenie pomiędzy nową obudową a wyłomem wypełnia się w celu zapewnienia równomiernego rozkładu obciążeń. Odrzwia nowej obudowy najczęściej są stabilizowane za pomocą rozpór i nie są połączone z odrzwiami starej obudowy. Drugi sposób wzmacniania jest stosowany, gdy warunki nie pozwalają na zmniejszenie przekroju wyrobiska. Stosuje się wtedy wstawianie odrzwi o takim samym zarysie pomiędzy odrzwia istniejącej obudowy. Odrzwia nowej obudowy stabilizowane są najczęściej za pomocą podciągów lub rozpór o regulowanej długości. Pewną modyfikacją tych metod jest zabudowa poligonu (drewnianej obudowy wielobokowej). Kolejną metodą jest wzmacnianie obudowy poprzez wylewanie betonowej ławy do wysokości skorodowanych odcinków łuków ociosowych. Metoda ta jest jednak stosowana jedynie w przypadkach, gdy korozja ma charakter miejscowy i obejmuje jedynie dolne końce łuków ociosowych. Sytuacja taka ma miejsce tam, gdzie na spągu wyrobiska gromadzi się woda (wyrobiska bez ścieków wodnych), która następnie kapilarnie do pewnej wysokości zwilża łuki ociosowe. Betonowanie powinno objąć swym zasięgiem także ewentualne pustki w ociosach oraz wnętrze kształtowników V lub KO. Jedną z najczęściej stosowanych metod wzmacniania obudowy jest torkretowanie. Wykonywane jest poprzez natrysk na uprzednio oczyszczoną i przygotowaną powierzchnię skorodowanych odrzwi, wykładki oraz akcesoriów obudowy [5, 6, 10]. Nakładany torkret ma także właściwości penetracyjne, dzięki czemu wypełnia do pewnego stopnia pustki znajdujące się za obudową oraz scala wykładkę kamienną. Wśród wad tej metody należy wymienić między innymi: usztywnienie obudowy, konieczność przygotowania powierzchni odrzwi poprzez oczyszczenie z korozji oraz brak możliwości późniejszej kontroli stanu skorodowanej obudowy stalowej. Spośród przedstawionych metod torkretowanie, pomimo pewnych ograniczeń, jest stosowane na coraz szerszą skalę. Wynika to między innymi z tego, że jest to sposób stosunkowo niedrogi, a przede wszystkim bezpieczny na etapie wykonywania wzmocnienia [3,4]. W porównaniu z metodami opartymi na wymianie skorodowanych elementów wiąże się ze znacznie mniejszym ryzykiem wystąpienia wypadku w trakcie prowadzenia robót. Nie bez znaczenia jest także stosunkowo prosty sposób wykonywania i duży postęp prac, co wpływa korzystnie na koszt realizacji przedsięwzięcia. Aby uchronić stalową obudowę wyrobisk korytarzowych, zabudowaną lub przeznaczoną do zabudowy w miejscach, w których jest ona narażona na działania agresywnego środowiska (miejsca wycieków wód, okolice tam wentylacyjnych, wodnych), stosuje się różnego rodzaju zabezpieczenia antykorozyjne, które ochronią obudowę lub przedłużają jej trwałość. Zabezpieczenia antykorozyjne mogą być stosowane w przypadku obudowy już zabudowanej w wyrobisku, jednak zdecydowanie najlepszy skutek przynoszą w przypadku obudowy nowej, dopiero przeznaczonej do zabudowy. Powszechnym, najbardziej popularnym sposobem ochrony metali przed korozją jest nakładanie powłok lakierniczych. Podstawowymi cechami tych powłok są: szczelność i dobre przyleganie do podłoża. Nakładane są one najczęściej za pomocą pędzla, wałka lub natryskowo [1, 25]. Najczęściej jednak zaburzają one podatność odrzwi. Innym przykładem skutecznego zabezpieczenia mogą być powłoki metaliczne nakładane metodami malarskimi. Powłoki te zawierają cynk, który powoduje powstanie aktywnego katodowego zabezpieczenia antykorozyjnego, porównywalnego z cynkowaniem ogniowym. Dodatkowo powłoka oprócz zabezpieczenia antykorozyjnego powoduje zwiększenie nośności roboczej (zsuwnej) odrzwi [24]. Innymi sposobami zwiększenia trwałości obudowy w warunkach agresywnego środowiska jest zastosowanie materiałów o zwiększonej odporności na korozję (np. stale mikrostopowe w gatunkach S480W, S550W i G480V [2, 7]), lub stosowanie przewymiarowania obudowy, uwzględniając naddatki na korozję. Doskonale nadają się do tego celu odrzwia ŁPw [23] charakteryzujące się zwiększoną nośnością, co pozwala na uzyskanie obudowy o wyższej podporności bez zwiększenia jej ciężaru. Zalety i wady poszczególnych metod wzmacniania obudowy przedstawiono w tablicy 1, a przykłady zastosowania wybranych wzmocnień i zabezpieczeń na rysunku Koszty wykonywania wzmocnienia skorodowanej obudowy odrzwiowej W trakcie realizacji prac statutowych GIG [13, 14, 15] pozyskano informacje z kopalń na temat kosztów wykonania wzmocnień obudowy. Informacje te dotyczyły wariantów: - wymiany odrzwi wraz z akcesoriami - rozporami i siatkami, - wykonanie torkretowania wyrobiska. Dodatkowo dla porównania pozyskano informację na temat kosztów drążenia wyrobiska wraz z wykonaniem nowej obudowy. Uzyskane dane i przeprowadzone analizy dotyczyły odrzwi ŁP wykonanych z kształtownika V29, zabudowanych w rozstawie 0,8 m oraz wyrobisk w formacie 8, 9 i 10, a w przypadku torkretu warstwy o grubości 15 cm. W tablicy 2 zestawiono koszty przebudowy, wzmacniania i wykonywania obudowy, natomiast na rysunku 3 przedstawiono koszty wykonania wyrobiska o długości 100 m. Jak wynika z przedstawionych zestawień największy koszt związany jest z wykonaniem nowego wyrobiska w kamieniu. Koszt przebudowy wyrobiska (poprzez wymianę całych odrzwi) kształtuje się pomiędzy kosztami drążenia w węglu i w kamieniu. Przebudowa wiąże się także z największym zagrożeniem w trakcie prowadzenia prac, gdyż roboty naruszają wytworzony stan równowagi w układzie obudowa - górotwór. Nieco mniejsze koszty pochłania dobudowanie odrzwi, lecz może być ono zastosowane jedynie w miejscach, gdzie możliwe jest zmniejszenie gabarytów wyrobiska. Natomiast torkretowanie stanowi zaledwie % takich kosztów. Wykonanie obudowy powłokowej z betonu natryskowego może znacząco obniżyć koszty związane ze wzmacnianiem skorodowanych odrzwi w przypadkach, gdy dotychczasowa obudowa wyrobisk kwalifikuje się do tego sposobu wzmacniania. Przez torkretowanie zazwyczaj zabezpiecza się wyrobiska kluczowe oraz długotrwałe dla kopalni. W przypadkach tych zasadne jest wykonanie torkretowania krótko po zabudowie (lub wymianie) odrzwi, zwłaszcza w miejscach, gdzie występują wykroplenia wody. Wykonana obudowa powłokowa z torkretu stanowi także pewną formę zabezpieczenia antykorozyjnego. Wychodząc na przeciw potrzebom kopalń, na podstawie doświadczeń uzyskanych w trakcie realizacji prac statutowych

76 74 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 Tablica 1. Zalety i wady metod wzmacniania skorodowanej obudowy Table 1. Advantages and disadvantages of methods of corroded support reinforcements Metoda Szkic metody Zalety i wady Przebudowa wyrobiska wymiana odrzwi --- Metoda przynosząca najlepsze efekty, duża trwałość nowej obudowy, możliwość zmiany przekroju wyrobiska. Prace niezwykle niebezpieczne, czasochłonne i kosztowne. Wzmocnienie obudowy za pomocą podciągu drewnianego lub stalowego, podbudowanego ciernymi stojakami stalowymi lub drewnianymi Relatywnie łatwe wykonanie wzmocnienia, możliwość doraźnego zastosowania. Zmniejszenie funkcjonalności wyrobiska. Wzmocnienie obudowy za pomocą indywidualnych stropnic kotwionych Relatywnie łatwe wykonanie wzmocnienia. Ograniczona możliwość stosowania kotwienia. Wzmacnianie uszkodzonych odcinków łuków ociosowych odcinkami nowych kształtowników ( protezowanie ) Bezpieczeństwo podczas wykonywania wzmocnienia. Wzmocnienie nie obejmuje obszaru złączy, nie można stosować dla obudowy z kształtowników KS/KO Wzmacnianie obudowy poprzez wstawianie pełnych odrzwi w istniejący przekrój wyrobiska Wysoka trwałość obudowy, metoda stosunkowo bezpieczna Metoda czasochłonna i uciążliwa, wysokie koszty robocizny i materiału, najczęściej zmniejszenie przekroju poprzecznego wyrobiska. Betonowanie skorodowanych odcinków łuków ociosowych Łatwość wykonania wzmocnienia, niski koszt wykonania, bezpieczeństwo podczas wykonywania robót. Możliwość stosowana tylko w przypadku korozji przyspągowych części łuków ociosowych. Relatywnie łatwe wykonanie wzmocnienia, niski koszt wykonania, bezpieczeństwo podczas prowadzenia robót. Torkretowanie Wzmocniona obudowa pracuje jako sztywna, brak możliwości kontroli stanu obudowy stalowej, czasochłonne oczyszczane powierzchni z produktów korozji.

77 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 75 a) b) c) d) e) f) g) h) Rys. 2. Przykłady wzmacniania obudowy oraz zabezpieczenia antykorozyjnego a) podparcie obudowy za pomocą stojaków drewnianych, b) podbudowa poligonem (obudową drewnianą wielobokową), c) dobudowanie odrzwi, d) ława betonowa, e) ocynkowanie, f) powłoka AGESO, g) powłoka TEKFLEX, h) obudowa torkretowa. Fig. 2. Examples of support reinforcing and corrosion protection: a) reinforcement by means of wooden rack supports, b) enclosure of polygon wooden support, c) addition of arch frame, d) concrete bench, e) galvanization, f) coating by AGESO, g) coating by TEKFLEX, h) shotcrete lining.

78 76 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 Tablica 2. Zestawienie kosztów wzmocnienia obudowy dla odrzwi ŁP/V29/A budowanych z rozstawem 0,8 m Table 2. Cost schedule of support reinforcement for the double timber ŁP/V29/A built with spacing of 0,8 m Obudowa Operacja Robocizna Materiał** ŁP8/V29 ŁP9/V29 ŁP10/V29 Razem koszt 1 metra obudowy Razem koszt wykonania 100 m wyrobiska Drążenie - kamień ,00 zł 2145,00 zł ,00 zł ,00 zł Drążenie węgiel 4 700,00 zł 2 190,00 zł 6 890,00 zł ,00 zł Przebudowa - kamień 7 650,00 zł 2 500,00 zł ,00 zł ,00 zł Wykonanie powłoki torkretowej na odrzwiach 220zł / 1 m ,00 zł ,00 zł Drążenie - kamień ,00 zł 2230,00 zł ,00 zł ,00 zł Drążenie węgiel 5 000,00 zł 2 250,00 zł 7 250,00 zł ,00 zł Przebudowa - kamień 8 500,00 zł 2 625,00 zł ,00 zł ,00 zł Wykonanie powłoki torkretowej na odrzwiach 220zł / 1 m ,00 zł ,00 zł Drążenie - kamień ,00 zł 2550,00 zł ,00 zł ,00 zł Drążenie węgiel 5 300,00 zł 2 500,00 zł 7 800,00 zł ,00 zł Przebudowa - kamień ,00 zł 2 940,00 zł ,00 zł ,00 zł Wykonanie powłoki torkretowej na odrzwiach 220zł / 1 m ,00 zł ,00 zł przyjęto dane z maja 2013 r koszt materiału przeliczono dla rozstawu odrzwi 0,8 m. Rys. 3. Porównanie kosztów wzmocnienia skorodowanej obudowy z kosztem wykonania nowej obudowy na odcinku 100 m wyrobiska Fig. 3. Cost comparison of the corroded support reinforcement concerning 100m of excavation GIG [13, 14], opracowana została metodyka projektowo - badawcza obudowy torkretowej. Obejmuje ona projektowanie z uwzględnieniem możliwych do osiągnięcia parametrów materiałowych, a także monitoring obudowy stalowej wzmocnionej torkretem. Nowo opracowana metodyka zakłada projektowanie obudowy lub wzmocnienia, oparte na wynikach badań laboratoryjnych próbek otrzymanych w warunkach dołowych z uwzględnieniem stosowanej technologii natrysku. 4. Podsumowanie Korozja stalowej obudowy wyrobisk korytarzowych jest zjawiskiem występującym powszechnie w kopalniach węgla kamiennego. Wynika to z warunków, jakie panują pod ziemią: agresywne środowisko, wysoka wilgotność powietrza, występowanie agresywnych związków chemicznych. Warunki te wpływają negatywnie na trwałość stalowej obudowy. Z tego powodu, dla zapewnienia odpowiedniego poziomu bezpieczeństwa, konieczne jest okresowe wykonywanie oceny stanu technicznego obudowy i ewentualnie kwalifikowanie jej do konkretnego sposobu wzmacniania. Dla przedłużenia trwałości obudowy w środowiskach szczególnie agresywnych, warto rozważyć stosowanie środków ochrony przed korozją (stosowanie materiału odpornego na korozję, nakładanie powłok torkretowych, lakierniczych, czy metalicznych). Przy projektowaniu nowej obudowy wyrobisk, która już na etapie wykonywania będzie pokrywana

79 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 77 warstwą torkretu, można rozważyć stosowanie łuków odwrotnie giętych. Pozwala to na uniknięcie pustki, która pozostaje wewnątrz kształtownika. Z przeprowadzonych porównań kosztów wybranych działań naprawczych skorodowanej obudowy, torkretowanie okazuje się być metodą najbardziej opłacalną. Jest to metoda znacznie tańsza od przebudowy, szybka w realizacji, a przy tym pozwala zapewnić odpowiednio wysoki poziom bezpieczeństwa w trakcie prowadzenia robót. Zaprezentowane zalety tej metody wpłynęły na powszechność jej stosowania. Literatura 1. Baszkiewicz J., Kamiński M.: Podstawy korozji materiałów. Oficyna Wydawnicza Politechniki Warszawskiej, Warszawa Kuziak R., Molenda R., Mazur A., Lasicz R., Nawrot J.: Kształtowniki funkcjonalne na obudowy chodnikowe w kopalniach węgla kamiennego. Prace Instytutu Metalurgii Żelaza, Nr 1/2004, Gliwice, PN-EN :2007, Beton natryskowy Część 1: Definicje, wymagania i zgodność. 4. PN-EN :2007, Beton natryskowy Część 2: Wykonywanie. 5. PN-G-05600:1998, Podziemne wyrobiska korytarzowe i komorowe Obudowa powłokowa Zasady projektowania i obliczeń statycznych. 6. PN-G-14100:1997, Podziemne wyrobiska korytarzowe i komorowe - Beton natryskowy Wymagania i badania. 7. PN-H-84042: 2009 Stale mikrostopowe na kształtowniki i akcesoria górnicze. 8. Prusek S, Lubosik Z.: Monitoring of a longwall gate road maintained behind the caving extraction front. Freiberger Forschungshefte C 519, Geoingenieurwesen, str 84 95, 2007 r. 9. Prusek S.: System ciągłego monitoringu gabarytów wyrobisk korytarzowych. Przegląd Górniczy nr 7-8, 2006 r. 10. Prusek S., Rajwa S., Rotkegel M: Obudowa torkretowa w polskich kopalniach węgla kamiennego. Konferencja Naukowo-Szkoleniowa Wybrane zagadnienia wentylacyjne i pożarowe w kopalniach, Jaworze 1-3 October Praca zbiorowa pod red.: Prusek S., Cygankiewicz J., GIG, Katowice, pp , Prusek S., Rotkegel M., Stokłosa J., Malesza A.: Ocena stopnia skorodowania odrzwi obudowy chodnikowej na przykładzie ZG Bytom III. Miesięcznik WUG nr 9/2004, Katowice, str.13 20, Rotkegel M. et al.: Metody diagnozowania stanu technicznego skorodowanych odrzwi obudowy chodnikowej. Praca statutowa GIG nr Katowice, Rotkegel M. et al.: Próby dołowe torkretu oraz opracowanie metodologii kontroli obudowy torkretowej. Praca statutowa GIG nr Katowice, Rotkegel M. et al.: Technologie wykonywania obudowy torkretowej oraz sposoby jej badania w aspekcie uwzględnienia właściwości charakteryzujących nowo opracowaną recepturę torkretu. Praca statutowa GIG nr Katowice, Rotkegel M. et al.: Zebranie oraz analiza doświadczeń w zakresie stosowania obudowy torkretowej z uwzględnieniem doświadczeń górnictwa polskiego. Praca statutowa GIG nr Katowice, Rotkegel M. et al.: Zjawisko korozji elementów obudowy chodnikowej w aspekcie prognozowania jego przebiegu. Praca statutowa GIG nr Katowice, Rotkegel M., Prusek S.,: Korozja obudowy wyrobisk korytarzowych. Wiadomości Górnicze nr 7-8, 2005 r. 18. Rotkegel M.: Modelowe badania opinki w postaci powłoki TEKFLEX. Przegląd Górniczy nr 5/2002. Katowice Rotkegel M.: Określenie grubości powłoki TEKFLEX wymaganej do zastosowania jej jako opinka obudowy chodnikowej. Zeszyty Naukowe Katedry Mechaniki Stosowanej nr 18/2002. Gliwice, str (XLI Sympozjon Modelowanie w Mechanice. Gliwice, Wisła 2002.) 20. Rotkegel M.: Pomiary ubytku korozyjnego obudowy wyrobisk korytarzowych. Prace Naukowe Głównego Instytutu Górnictwa nr 4/2006. Katowice, Rotkegel M.: Powłoki elastyczne jako opinka wyrobisk korytarzowych możliwości zastosowania. Prace Naukowe Głównego Instytutu Górnictwa Nr 853. Katowice, Rotkegel M.: Symulacja powłoki TEKFLEX jako opinki obudowy chodnikowej. Systems. Journal of Transdisciplinary Systems Science. Oficyna Wydawnicza Politechniki Wrocławskiej. Wrocław, str (VI Międzynarodowa Konferencja Naukowa Computer Aided Engineering. Wrocław Polanica Zdrój Rotkegel, M.: ŁPw steel arch support designing and test results. Journal of Sustainable Mining, 12(1), Katowice Skrzyński K. + zespół: Opinia dotycząca wpływu zastosowania systemu AGESO film cynkowy jako powłoki antykorozyjnej na pracę złącz kształtowników V oraz kompletnych odrzwi obudowy. Dokumentacja pracy badawczo-usługowej GIG, Katowice, Wranglen G.: Podstawy korozji i ochrony metali. Wydawnictwa Naukowo-Techniczne, Warszawa, Wyższy Urząd Górniczy: STAN BEZPIECZEŃSTWA I HIGIENY PRACY W GÓRNICTWIE w 2005 roku, Katowice, Wyższy Urząd Górniczy: STAN BEZPIECZEŃSTWA I HIGIENY PRACY W GÓRNICTWIE w 2008 roku, Katowice, Wyższy Urząd Górniczy: STAN BEZPIECZEŃSTWA I HIGIENY PRACY W GÓRNICTWIE w 2011 roku, Katowice, 2012.

80 78 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 Graniczne wartości obciążenia dynamicznego powodujące niszczenie okładzin górniczych UKD : :622.86/.88 Limit values of dynamic load causing destruction of mining lining dr inż. Andrzej Pytlik* ) Treść: W związku z pogarszaniem się warunków geologiczno-górniczych spowodowanych eksploatacją pokładów węgla kamiennego na coraz większych głębokościach, wzrasta ryzyko zagrożeń związanych z utratą stateczności obudowy górniczej w wyniku nadmiernych obciążeń statycznych i dynamicznych. Na podstawie obserwacji wyrobisk górniczych zniszczonych na skutek zawału lub tąpnięcia wynika, że okładziny górnicze są jednym z najsłabszych elementów obudowy. Aktualnie w wyrobiskach górniczych narażonych na działanie obciążeń dynamicznych ze strony górotworu, indukowanych działalnością górniczą, stosowane są najczęściej okładziny siatkowe. W zakresie obciążeń statycznych wymagania dla siatek określone są w polskiej normie, natomiast dla obciążeń dynamicznych brak jest metod, które już na etapie badań laboratoryjnych oceniałyby przydatność okładzin do stosowania w warunkach zagrożenia wstrząsami górotworu. W artykule przedstawiono wyniki badań granicznych wartości obciążenia dynamicznego powodujące niszczenie wybranych typów okładzin siatkowych stosowanych obecnie w kopalniach węgla kamiennego oraz wstępne wyniki badań okładziny poliestrowej. Abstract: Due to the deterioration of geological and mining conditions resulting from the operation within the coal seams at lower and lower depths, the risk of hazards associated with a loss of stability of a mining support as a result of excessive static and dynamic loads increases. Based on the observations of mining excavations destroyed by caving or rock burst, it can be stated that mining linings constitute one of the weakest elements of the support. Currently, mesh linings are most often used in mining excavations exposed to dynamic loads of the rock mass induced by mining operations. In terms of static loads, the requirements for the meshes have been specified in the Polish Standard, however for the dynamic loads there are no methods which would assess (at the stage of laboratory tests) the efficiency of linings to be used in conditions of rock mass shocks hazard. This paper presents the research results of limit values for a dynamic load which result in destruction of selected types of mesh linings currently used in coal mines as well as the preliminary results of testing a polyester lining. Słowa kluczowe: obudowa górnicza; okładziny górnicze; okładziny poliestrowe; okładziny siatkowe; nośność dynamiczna okładzin górniczych Key words: mining support, mining linings, polyester linings, mesh linings, dynamic load-bearing capacity of mining linings 1. Wprowadzenie W związku z pogarszaniem się warunków geologicznogórniczych spowodowanych eksploatacją pokładów węgla kamiennego na coraz większych głębokościach, wzrasta ryzyko zagrożeń związanych z utratą stateczności obudowy górniczej w wyniku nadmiernych obciążeń statycznych i dynamicznych. Na podstawie obserwacji wyrobisk górniczych zniszczonych na skutek zawału lub tąpnięcia wynika, że okładziny górnicze są obecnie jednym z najsłabszych elementów obudowy [10]. Potwierdziły to również wykonywane od wielu lat badania okładzin siatkowych przy obciążeniu dynamicznym, prowadzone w Zakładzie Badań Urządzeń Mechanicznych GIG [5; 6; 7; 8; 9]. Pomimo tego, że w ostatnich latach okładziny siatkowe uległy znacznym modyfikacjom w zakresie konstrukcji, co * ) Główny Instytut Górnictwa w Katowicach znacznie zwiększyło ich wytrzymałość, to w dalszym ciągu stanowią one jeden z najsłabszych elementów obudowy [11]. Poszukiwania nowych konstrukcji siatek o wysokiej odporności dynamicznej podjął się również jeden z polskich producentów, który we współpracy z Zakładem Tąpań i Mechaniki Górotworu GIG [2; 3] opracował nowe konstrukcje siatek o wysokiej odporności dynamicznej. Aktualnie w wyrobiskach górniczych narażonych na działanie obciążeń dynamicznych ze strony górotworu, indukowanych działalnością górniczą, stosowane są najczęściej siatki okładzinowe zgrzewane [4]. W zakresie obciążeń statycznych wymagania dla siatek określone są w polskiej normie, natomiast dla obciążeń dynamicznych brak jest metod, które już na etapie badań laboratoryjnych oceniałyby przydatność okładzin do stosowania w warunkach zagrożenia wstrząsami górotworu. Od niedawna w polskich kopalniach stosowane są również okładziny siatkowe wykonane z tworzywa sztucznego. W przypadku takich konstrukcji brak jest aktualnie procedur

81 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 79 badawczych oraz wymagań wytrzymałościowych ujętych w polskich normach. W artykule przedstawiono wstępne wyniki badań granicznych wartości obciążenia dynamicznego powodującego niszczenie obecnie stosowanych typów okładzin siatkowych stosowanych obecnie w kopalniach węgla kamiennego. Przedstawiono również pierwsze doświadczenia z badań okładzin siatkowych z tworzywa sztucznego przy obciążeniu dynamicznym. Zakres badań ujęty w normie służy głównie potrzebom certyfikacyjnym oraz porównaniu między sobą wytrzymałości bardzo wielu konstrukcji siatek stosowanych w kopalniach. Do badań siatek przy obciążeniu dynamicznym zaproponowano schemat obciążenia przedstawiony na rysunku Cel i zakres badań Najczęściej stosowane obecnie typy siatek okładzinowych to: siatki łańcuchowe i łańcuchowo-węzłowe, które w przeciwieństwie do siatek zaczepowych [10] (nie powiązanych ze sobą) tworzą zamknięty ciąg siatek powiązanych ze sobą. Siatki te stosowane są obecnie w wielu odmianach zarówno w wyrobiskach narażonych, jak i nie narażonych na wstrząsy indukowane działalnością górniczą. Siatki łańcuchowe i łańcuchowo-węzłowe odznaczają się również o wiele większą nośnością oraz pewnością połączenia w stosunku do siatek zaczepowych. Celem badań jest wypracowanie metodyki badań i oceny okładzin siatkowych przy obciążeniu dynamicznym pod kątem nowelizacji normy PN-G-15050: 1996 Obudowa wyrobisk górniczych Siatki okładzinowe zgrzewane. Istotne jest również zebranie nowych doświadczeń w zakresie stosowania siatek okładzinowych z tworzywa sztucznego. W artykule przedstawiono wstępne wyniki badań granicznych wartości obciążenia dynamicznego powodujące niszczenie wybranych typów okładzin siatkowych stosowanych obecnie w kopalniach węgla kamiennego. Dzięki opracowaniu nowej metodyki badań możliwe będzie stopniowanie podczas badań nie tylko energii kinetycznej udaru (będącej dotychczas podstawowym parametrem oceny), ale również wartości prędkości udaru i pędu opisującego ruch układu bijaka i badanej okładziny, a dzięki temu wyznaczenie granicznych parametrów obciążenia powodujących niszczenie okładzin górniczych, które stanowią ważny element obudowy odpowiedzialny za przenoszenie obciążeń na odrzwia ŁP i kotwie. W celu wyznaczenia granicznych wartości obciążenia dynamicznego powodujących niszczenie okładzin górniczych wykonano również analizę badań okładzin siatkowych przy obciążeniu statycznym, na podstawie której wytypowano okładziny typu ciężkiego o wysokiej nośności. Wymagania dla siatek okładzinowych zgrzewanych określone są w normie [4] i dotyczą obciążenia statycznego, które przedstawiono schematycznie na rys. 1. Rys. 2. Schemat obciążania okładziny siatkowej łańcuchowo- -węzłowej przy obciążeniu dynamicznym; L rozstaw odrzwi obudowy; m 1 masa udarowa (bijaka); m 2 masa trawersy statycznie obciążająca okładzinę siatkową Fig. 2. Scheme of loads on a chain and node mesh lining under dynamic load: L - distance between the timbers of the support; m 1 impulse mass (ram); m 2 mass of a lifting beam loading statically the mesh lining Do badań wytypowano siatki łańcuchowo-węzłowe typu ciężkiego. Prędkość v o masy udarowej spadającej swobodnie z wysokości h na trawersę w chwili uderzenia oblicza się z zależności (1) gdzie: g przyspieszenie ziemskie. h wysokość spadku masy udarowej, m Prędkość v u, połączonych mas m 1 i m 2, przyjmowana jest jako prędkość obciążenia kotwi podczas badania. Obliczenia prędkości v u przeprowadzone są na podstawie ogólnie znanych wzorów z fizyki, przy założeniu zderzenia plastycznego mas m 1 i m 2 Prędkość v u obliczamy z zasady zachowania pędu gdzie: m 1 masa udarowa (masa bijaka), kg, m 2 masa trawersy, kg, Energię kinetyczną połączonych mas m 1 i m 2 podczas udaru obliczamy ze wzoru Pęd połączonych mas m 1 i m 2, obciążających okładzinę siatkową wynosi (4) (2) (3) 3. Wyniki dynamicznych badań stalowych siatek okładzinowych Rys. 1. Schemat obciążania okładziny siatkowej łańcuchowo- -węzłowej przy obciążeniu statycznym; L rozstaw odrzwi obudowy; P siła Fig. 1. Scheme of loads on a chain and node mesh lining under static load: L - distance between the timbers of the support; P - power Badania siatek okładzinowych w stanowisku przedstawionym schematycznie na rysunku 3, wykonano przy użyciu masy udarowej m 1 =4000 kg oraz m 1 =445 kg w dwóch układach badawczych: symulującym współpracę siaki z odrzwiami obudowy ŁP i kotwiami. W pierwszym układzie badawczym, którego schemat przedstawiono na rysunku 3, zasymulowano współpracę siatek z odrzwiami obudowy ŁP. Mocowanie siatki do skrzyni

82 80 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 Rys. 3. Schemat stanowiska do badań okładzin siatkowych symulacja współpracy z odrzwiami obudowy podporowej mocowanie siatek po przeciwległych stronach skrzyni badawczej Fig. 3. Scheme of the stand for testing mesh linings - simulation of cooperation with timbers of the chock support - mounting meshes on the opposite sides of the test box badawczej jest odcinkowe (za pomocą blach mocowanych do obrzeża skrzyni), na całej szerokości siatki. W przypadku siatek stalowych schemat obciążenia zbliżony jest do układu jaki przedstawiono w normie [4] z tą różnicą, że obciążenie wywierane jest w sposób dynamiczny jak na schemacie przedstawionym na rysunku 2. Taki sposób obciążenia preferowany jest również w literaturze [1] dotyczącej okładzin stalowych współpracujących z odrzwiami obudowy ŁP. Drugi układ badawczy, symulujący współpracę okładzin siatkowych z kotwiami, jest analogiczny jak na rysunku 3, jednakże siatki łączone są punktowo na obwodzie skrzyni badawczej za pomocą podkładek powszechnie stosowanych do montażu kotwi do stropu wyrobiska górniczego. W badaniach przedstawionych w niniejszym artykule, użyto jedynie masy udarowej m 1 =4000 kg, Dla siatki poliestrowej badania wykonano z użyciem kruszywa, w celu kontynuacji metodyki badań realizowanej w ramach tzw. testu skrzyniowego [5; 6]. Skrzynia badawcza wypełniona jest kruszywem (o łącznej masie około 625 kg, co stanowi wstępne obciążenie badanej siatki o wartości F w =6,13 kn), na którym spoczywa trawersa o masie m 2 =290 kg. Podczas badań zmieniano wysokość spadku masy udarowej (bijaka) m 1 =445 kg w zakresie wysokości spadku h od 0,09 do 1 m, natomiast badania z użyciem masy m 1 =4000 kg przeprowadzono z wysokości spadku h=0,01 m. Pomiary siły obciążającej F d wykonywano za pomocą czujnika tensometrycznego, a pomiary ugięcia L za pomocą czujnika linkowego, z częstotliwością próbkowania 9600 Hz. Graniczna wartość obciążenia dynamicznego odpowiada sile F dmax zarejestrowanej podczas zniszczenia siatki. Widok stanowiska badawczego wyposażonego w masy udarowe m 1 =445 kg i 4000 kg przedstawiono na rysunku 4. a) b) Rys. 4. Stanowisko podczas badania udarem masy: a m 1 =445 kg; b 4000 kg Fig. 4. Stand during the mass impulse test: a m1= 445 kg; b 4000 kg

83 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 81 Rys. 5. Siatki łańcuchowe ciężkie typu: A, B i C Fig. 5. Heavy chain meshes, type: A, B and C Wykonano w sumie 30 prób obciążeń dynamicznych trzech typów A, B i C stalowych siatek zgrzewanych ciężkich, których sposób łączenia przedstawiono na rysunku 5 oraz jeden typ 600/600 siatki poliestrowej ciężkiej przedstawionej na rysunku 6. Rys. 8. Przebieg obciążania siatki typu A próba 2 Fig. 8. Course of loading the mesh, type A attempt 2 Rys. 6. Siatka poliestrowa ciężka typu 600/600 Fig. 6. Heavy polyester mesh, type 600/600 Na rysunkach od 7 do 16 przedstawiono przykładowe wykresy obciążenia siatek, a w tabelach 1 i 2 zestawiono uzyskane wyniki. Rys. 9. Przebieg obciążania siatki typu B próba 3 Fig. 9. Course of loading the mesh, type B attempt 3 Rys. 7. Przebieg obciążania siatki typu A próba 1 Fig. 7. Course of loading the mesh, type A attempt 1 Rys. 10. Przebieg obciążania siatki typu B próba 4 Fig. 10. Course of loading the mesh, type B attempt 4

84 82 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 Rys. 11. Przebieg obciążania siatki typu C próba 5 Fig. 11. Course of loading the mesh, type C attempt 5 Rys. 15. Przebieg obciążania siatki typu C próba 9 Fig. 15. Course of loading the mesh, type C attempt 9 Rys. 12. Przebieg obciążania siatki typu C próba 6 Fig. 12. Course of loading the mesh, type C attempt 6 Rys. 13. Przebieg obciążania siatki typu C próba 7 Fig. 13. Course of loading the mesh, type C attempt 7 Rys. 16. Przebieg obciążania siatki typu C próba 10 Fig. 16. Course of loading the mesh, type C attempt 10 W badaniach prowadzonych masy udarowej równej m 1 =445 kg i spadającej z wysokości h do 0,5 m nie zaobserwowano poważniejszych uszkodzeń w siatkach stalowych. Maksymalna nośność dynamiczna F dmax zbadanych siatek współpracujących z odrzwiami ŁP, zawiera się w przedziale od 58 do 128 kn. Jednokrotna próba z użyciem masy udarowej m 1 =4000 kg wykazała, że siatka typu C nie była w stanie przenieść bez zniszczenia obciążenia dynamicznego o wartości 67 kn oraz energii kinetycznej udaru o wartości E k =366 J. Ten sam typ siatki przeniósł bez zniszczenia podobnego rzędu siłę F dmax =63 kn i energię kinetyczną E k =1586 J podczas badania z użyciem masy udarowej m 1 =445 kg. Może to wskazywać na słabe kryterium oceny siatek, podczas badania przy obciążeniu dynamicznym, jakim jest nośność dynamiczna oraz energia Rys. 14. Przebieg obciążania siatki poliestrowej ciężkiej typu 600/600 próba 8 Fig. 14. Course of loading the polyester heavy mesh, type C attempt 8

85 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 83 Tablica 1. Zestawienie wyników badań siatek okładzinowych (o powierzchni czynnej - 0,5 m 2 ) w układzie symulującym ich współpracę z odrzwiami ŁP Table 1. Summary of test results for mesh claddings (with active flank of 0,5 m 2 ) in the system simulating their cooperation with double timbers ŁP Próba nr Nazwa siatki m 1, kg h, m v u, m/s E k, J p, kg*m/s F dmax, kn Stan siatki po badaniu * 1 Typ A , ,6 2, Typ B 445 0,6 2, ,5 1, Typ C , ,6 2, ,01 0, zniszczona + niezniszczona Tablica 2. Zestawienie wyników badań siatek okładzinowych w układzie symulującym ich współpracę z kotwiami Table 2. Summary of test results for mesh claddings in the system simulating their cooperation with anchors Próba nr Nazwa siatki m 1, kg h, m v u, m/s E k, J p, kg*m/s F dmax, kn Stan siatki po badaniu * 8 Poliestrowa typu 600/600-1 m ,064 2, ,01 0, Nr 3: 1 siatka czynna - 0,5 m 2 10 Nr 3: 2 siatki czynne - 1 m ,01 0, zniszczona + niezniszczona kinetyczna, dlatego należy podjąć dalsze próby badawcze w celu poszukiwania obiektywnych parametrów mogących stanowić takie kryterium. Wstępne analizy wykazują, że takim parametrem może być wartość pędu lub inna wielkość fizyczna zależna od jednostki czasu. Po badaniach siatek stalowych w układzie symulującym ich współpracę z kotwiami zaobserwowano bardzo znaczne obniżenie ich nośności (F dmax =12 kn) na skutek miejscowego działania siły rozrywającej poszczególne oczka siatki, w miejscu punktowego połączenia ze śrubą i podkładką. Zastosowanie dwóch siatek czynnych (jedna obok drugiej) chociaż spowodowało prawie dwukrotny wzrost nośności dynamicznej, to jednak w dalszym ciągu nośność ta jest ok. 3-krotnie mniejsza od siatek stalowych mocowanych odcinkowo (jak w układzie mocowania na odrzwiach ŁP). Zniszczenie siatek stalowych dla obydwu układów badawczych najczęściej następowało na skutek zerwania prętów poprzecznych (w miejscu zgrzein) przedstawiono na rysunku 17. Rys. 17. Typowe uszkodzenie siatki stalowej na zgrzeinach prętów poprzecznych i podłużnych Fig. 17. Typical damage to the steel mesh at the welds of transverse and longitudinal bars

86 84 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 Siatka poliestrowa ciężka typu 600/600 wykazała nośność dynamiczną o wartości 70 kn. Podczas badania zaobserwowano również jej znaczną podatność (powyżej 100 mm) oraz niszczenie połączeń pomiędzy podłużnymi i poprzecznymi pasami. Problem wystąpił również podczas łączenia siatek poliestrowych za pomocą sznura. W warunkach dołowych takie połączenie będzie bardzo trudne do wykonania i dlatego należy poszukiwać innego rozwiązania konstrukcyjnego. Typowe uszkodzenie siatki poliestrowej w postaci szkodzeń na łączeniu pasów podłużnych i poprzecznych (występujące również w badaniach przy obciążeniu statycznym) przedstawiono na rysunku 18. pokazują wyniki badań może ona z powodzeniem zastąpić stalowe siatki ciężkie, a dzięki swoim zaletom związanym odpornością na korozję może być stosowana w trudnych warunkach występowania zasolonych wód kopalnianych. Słabym elementem konstrukcyjnym tego typu siatki jest jednak skomplikowany sposób jej łączenia ze sobą oraz znaczna podatność. Typowymi uszkodzeniami siatek stalowych zgrzewanych jest zerwanie pręta poprzecznego w okolicach zgrzein, natomiast połączenia pozostają nieuszkodzone. W przypadku siatki poliestrowej, podobnie jak dla siatki stalowej, najsłabszym miejscem jest połączenie pasów podłużnych i poprzecznych. Literatura Rys. 18. Uszkodzenie siatki poliestrowej na łączeniu pasów podłużnych i poprzecznych Fig. 18. Damage to the polyester mesh at the joints of transverse and longitudinal strips 4. Podsumowanie i wnioski Dzięki opracowaniu metodyki badań możliwe jest stopniowanie podczas badań nie tylko energii kinetycznej udaru (będącej dotychczas podstawowym parametrem oceny), ale również wartości pędu opisującego ruch układu bijaka i badanej okładziny, a dzięki temu wyznaczenie granicznych parametrów obciążenia powodujących niszczenie okładzin górniczych, które stanowią ważny element obudowy odpowiedzialny za przenoszenie obciążeń na odrzwia ŁP i kotwie. Na podstawie prób badawczych można stwierdzić, że największą graniczną wartość obciążenia dynamicznego powodującego niszczenie okładzin górniczych osiągnęła siatka typu A (128 kn), a następnie zbliżoną wartość osiągnęła siatka typu C (111 kn). Na uwagę zasługuje również siatka poliestrowa, która dopiero zaczyna być stosowana w polskim górnictwie. Jak 1. Chudek M.: Obudowa wyrobisk górniczych. Część 1. Obudowa wyrobisk korytarzowych i komorowych. Wydanie 2 przerobione i uzupełnione. Wydawnictwo Śląsk Nierobisz A.: Rola obudowy w utrzymaniu wyrobisk korytarzowych w warunkach zagrożenia tąpaniami. Prace Naukowe Głównego Instytutu Górnictwa Nr 887. Katowice Nierobisz A., Barecki Z.: Opinka Chodnikowa o podwyższonej wytrzymałości oraz odporności na uszkodzenia badania stanowiskowe. Przegląd Górniczy nr Norma PN-G-15050: 1996 Obudowa wyrobisk górniczych Siatki okładzinowe zgrzewane. 5. Pytlik A.: Badania metodą testu skrzyniowego statycznej nośności siatek okładzinowych stosowanych w obudowie podporowej i kotwiowej. Przegląd Górniczy 5/2014. Stowarzyszenie Inżynierów i Techników Górnictwa Zarząd Główny. Katowice Pytlik A.: Badania porównawcze nośności powłok natryskowych i siatek okładzinowych metodą testu skrzyniowego. Górnicze Zagrożenia Naturalne Prewencja Zagrożeń Naturalnych. Praca zbiorowa pod redakcją Józefa Kabiesza. Główny Instytut Górnictwa. Katowice Pytlik A., Radwańska E.: Odporność dynamiczna siatkowych okładzin górniczych. Prace Naukowe Głównego Instytutu Górnictwa Nr 53. Katowice Radwańska E.: Badania odporności dynamicznej okładzin górniczych. Przegląd Górniczy nr 4, Radwańska E.: Badania odporności dynamicznej wybranych typów okładzin górniczych. Materiały Seminarium pt.: Problemy utrzymania wyrobisk korytarzowych. Wydział Górnictw i Geologii Politechniki Śląskiej w Gliwicach. Ustroń Rotkegel M.: Wpływ sposobu montażu siatek okładzinowych na ich pracę. Przegląd Górniczy 3/2014. Stowarzyszenie Inżynierów i Techników Górnictwa Zarząd Główny. Katowice Stefaniak D.: Analiza uszkodzeń obudów chodnikowych wskutek tąpań i jej zastosowanie w optymalizacji konstrukcji. Prace Naukowe GIG nr 820. Katowice 1996.

87 GŁÓWNY INSTYTUT GÓRNICTWA Centrum Szkoleniowo-Informacyjne Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY GŁÓWNY INSTYTUT GÓRNICTWA STUDIA PODYPLOMOWE KOPALNIA DOŚWIADCZALNA BARBARA GŁÓWNY INSTYTUT GÓRNICTWA: - Ochrona radiologiczna oraz ocena zagrożenia zawodowego i obciążenia środowiska naturalnego związanych z występowaniem naturalnej i sztucznej promieniotwórczości -NOWOŚĆ! - Bezpieczeństwo i higiena pracy w przedsiębiorstwie. - Bezpieczeństwo techniczne w przestrzeniach zagrożonych wybuchem. - Przewietrzanie kopalń i projektowanie robót górniczych w warunkach zagrożonych wybuchem. - Audyting i certyfikacja energetyczna budynków w praktyce. SZKOŁA GŁÓWNA HANDLOWA W WARSZAWIE: Zajęcia w Katowicach! - Menedżerskie oparte na strukturze MBA. ŚLĄSKIE ŚRODOWISKOWE STUDIUM DOKTORANCKIE Studia doktoranckie w zakresie zrównoważonych technologii energetycznych i środowiskowych. SPECJALISTYCZNE KURSY z zakresu: - bezpieczeństwa w przestrzeniach zagrożonych wybuchem, - ochrony środowiska, - ochrony radiologicznej, - audytów termomodernizacyjnych i remontowych, - funkcjonowania rad nadzorczych i spółek z udziałem skarbu państwa. Centrum Szkoleniowo-Informacyjne GIG Tel. 32/ , 32/ Fax. 32/ Al. Korfantego 79A, Katowice

88 86 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 Wybrane przykłady nietypowych konstrukcji portalowej obudowy odgałęzień i skrzyżowań UKD : :622.86/.88 Selected examples of unusual structures of portal support of branches and junctions Dr inż. Marek Rotkegel* ) Treść: Artykuł ten jest kontynuacją tematyki prezentowanej w Przeglądzie Górniczym w numerze 6 z 2013 roku. Prezentowane wówczas rozwiązania konstrukcyjne szkieletowej (portalowej) obudowy połączeń wyrobisk korytarzowych obejmowały rozwiązania typowe, w przypadku odgałęzień oparte na portalu i wsporniku, a w przypadku skrzyżowań na portalu i dwóch wspornikach lub dwóch wspornikach i belce głównej [1]. W niniejszym artykule przedstawiono wybrane przykłady rozwiązań obudów połączeń wyrobisk korytarzowych odmienne od prezentowanych wcześniej, charakteryzujące się nietypową, często skomplikowaną postacią geometryczną konstrukcji. Najczęściej wynika ona ze znacznych gabarytów wyrobisk, parametrów ich połączenia lub ze specyficznych warunków geologiczno-górniczych. Często też jest podyktowana przez przyjętą technologię drążenia i zabezpieczania wyrobisk. Abstract: This paper is a continuation of the subject matter presented in Przegląd Górniczy no. 6 of The design solutions presented at that time concerning a frame (portal) support of roadway connection included typical solutions: for the branches based on a portal and abutment and in case of junctions - on a portal and two abutments or two abutments and the main beam [1]. This paper presents the selected examples of solutions for supports of roadway connections which are different from those presented previously and which are characterized with a unique and usually complicated geometric form of the structure. Most often, it results from significant dimensions of excavations, parameters of their connection or specific geological and mining conditions. It is also frequently determined by the adopted technology of drilling and securing method of the excavations. Słowa kluczowe: portalowa obudowa wyrobisk korytarzowych, odgałęzienie, skrzyżowanie, projektowanie Key words: portal support of roadways, branch, junction, design 1. Wprowadzenie * ) Główny Instytut Górnictwa w Katowicach Portalowa obudowa odgałęzień i skrzyżowań wyrobisk korytarzowych jest stosowana w polskim górnictwie węgla kamiennego od dwudziestu lat. Jednak znaczny wzrost liczby zabudowanych kompletów przypada na ostatnią dekadę. Szacuje się, że od początku zostało wykonanych i zastosowanych blisko pół tysiąca takich konstrukcji, z czego około 300 zaprojektowano w Głównym Instytucie Górnictwa. Wzrost zainteresowania tego typu obudowami wynika z szerokich możliwości jej dostosowania do geometrii połączenia oraz warunków geologiczno-górniczych i związanych z nimi często znacznymi obciążeniami obudowy. Wymusza to indywidualne podejście do każdej projektowanej konstrukcji, przez co każda jest rozwiązaniem oryginalnym [3, 4]. W początkowym okresie projektowane były przede wszystkim konstrukcje, które z perspektywy czasu można określić jako typowe bazujące na portalu rozpiętym ponad strefą połączenia wyrobisk oraz wspornikiem (jednym lub dwoma) stanowiącym stabilizację portalu i jednostronne podparcie dla odrzwi uzupełniających [1]. Natomiast w przypadku skrzyżowań trójstronnych typowa konstrukcja składała się z dwóch wsporników zwieńczonych belką główną, stabilizowaną przez specjalne odrzwia. Na rysunku 1 przedstawiono typowe rozwiązania obudowy odgałęzień i skrzyżowań. Konstrukcja zasadnicza jeden lub dwa wsporniki, portal lub belka wieńcząca wykonywane są z belek o przekroju dwuteowym lub skrzynkowym, skręcanych doczołowo. O wielkości zastosowanego na belki profilu decydują gabaryty odgałęzienia lub skrzyżowania oraz wartości obciążeń działających na obudowę. Nie bez znaczenia jest także gatunek zastosowanego materiału [2] i jego rzeczywiste parametry materiałowe potwierdzone atestami materiałowymi. W początkowym okresie rozwiązania odmienne od prezentowanych wyżej typowych układów wykonywane były sporadycznie i w nieznacznym stopniu odbiegały od idei portalu i wspornika. Przykłady takich konstrukcji zebrano w pracach [5,6]. Natomiast w ostatnich latach wraz ze wzrostem liczby projektowanych obudów coraz częściej zachodziła konieczność dalej idących zmian konstrukcji, dostosowując ją do geometrii połączenia wyrobisk.

89 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 87 a) b) c) Rys. 1. Typowe rozwiązania portalowej obudowy połączeń wyrobisk korytarzowych a) obudowa odgałęzienia b) obudowa skrzyżowania trójstronnego c) obudowa odgałęzienia czerostronnego Fig. 1. Typical solutions for a portal support of roadway connections a) support of a branch b) support of a trilateral junction c) support of a four-sides branch 2. Przykłady nietypowych rozwiązań konstrukcyjnych Szkieletowe obudowy odgałęzień i skrzyżowań odbiegające od wspomnianych wyżej i prezentowanych wcześniej [1,6] rozwiązań typowych, można podzielić na kilka grup, obejmujących podobne, specyficzne wymagania stawiane obudowie. Grupy te związane są z: nietypowym układem i geometrią łączących się wyrobisk lub zmianą kierunku wyrobiska, znacznym nachyleniem wyrobisk, zwiększonym oddziaływaniem górotworu, znacznymi gabarytami wyrobisk, innymi uwarunkowaniami technologicznymi, ekonomicznymi itp. Zdarzają się sytuacje, kiedy projektowaną konstrukcję trudno zaliczyć do jednej z wyżej wymienionych grup. W prezentowanej obudowie, z uwagi na różne kąty sąsiadujących wyrobisk i ich różne wielkości, konstrukcja zasadnicza jest oparta na niesymetrycznym portalu oraz dwóch wspornikach o różnej rozpiętości i liczbie belek, co pokazano na rysunku 3. Usytuowanie odrzwi nawiązuje do obudowy w dalszych odcinkach wyrobisk Konstrukcje obudów wynikające z nietypowej geometrii połączenia wyrobisk Skomplikowana geometria połączenia wyrobisk jest najczęstszą przyczyną stosowania obudów o nietypowej konstrukcji szkieletowej. W wielu przypadkach są to konstrukcje o wyższym stopniu skomplikowania. Skomplikowana geometria połączenia może wynikać z różnych wielkości i zarysów łączących się wyrobisk, przecinania się osi wyrobisk w kilku punktach lub zróżnicowanych kątów pomiędzy wyrobiskami. Przykładem takiej konstrukcji może być obudowa skrzyżowania czterostronnego chodnika odstawczego z chodnikiem wentylacyjno-odstawczym 846 w KWK Wieczorek, której schemat przedstawiono na rysunku 2. Rys. 2. Schemat obudowy portalowej skrzyżowania chodnika odstawczego z chodnikiem wentylacyjno-odstawczym 846 w KWK Wieczorek Fig. 2. Scheme of the portal support of the junction of the side road with the ventilation side road 846 in the coal mine KWK Wieczorek Rys. 3. Konstrukcja obudowy skrzyżowania chodnika odstawczego z chodnikiem wentylacyjno-odstawczym 846 w KWK Wieczorek Fig. 3. Structure of the support of the junction of the side road with the ventilation side road 846 in the coal mine KWK Wieczorek

90 88 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 Znacznie mniej skomplikowanymi konstrukcjami są obudowy skrzyżowań na bazie trzech wsporników połączonych w pułapie wyrobiska. Konstrukcje takie, której przykład przedstawiono na rysunku 4, charakteryzują się korzystnym rozkładem naprężeń, zwłaszcza w przypadku zastosowania dodatkowego przykotwienia łuków odrzwi, co skutkuje wysoką nośnością w stosunku do ciężaru konstrukcji. Wymagają one jednak bardzo dokładnego wykonania łącznika wsporników (rysunek 5b) z zachowaniem kątów pomiędzy ramionami obudowy. Pewną formą portalowej obudowy są konstrukcje zabezpieczające zmiany kierunku biegu wyrobisk. Stosowane są w trudnych warunkach geologiczno-górniczych, gdzie obciążenia działające na obudowę są znaczne i typowa obudowa odrzwiowa może nie być skuteczna. Na rysunku 6 przedstawiono schemat takiej obudowy, zastosowanej w kopalni Zofiówka do zabezpieczenia połączenia upadowej równoległej do poziomu 1110 z wytyczną główną poziom Obudowa składa się z portalu usytuowanego w płaszczyźnie zmiany kierunku wyrobiska oraz odrzwi uzupełniających, połączonych przegubowo z portalem Konstrukcje obudów zabezpieczające wyrobiska nachylone Obudowy odgałęzień i skrzyżowań wyrobisk nachylonych stanowią specyficzną grupę połączeń, wymagającą w procesie projektowania użycia technik 3D. W przypadkach niewielkich nachyleń często możliwe jest doprowadzenie spągu w strefie połączenia do poziomego. Upraszcza to projektowanie, wykonywanie oraz montaż konstrukcji. Natomiast przy znacznych nachyleniach konieczne jest wyznaczenie optymalnego ukształtowania spodka wyrobisk z uwzględnieniem wymaganych gabarytów wyrobisk, ich wzajemnego usytuowania, a często także późniejszego wyposażenia. W przypadkach tych konieczne jest dokładne określenie wspólnego punktu wysokościowego wyrobisk i na tej podstawie, z uwzględnieniem nachylenia wyrobisk ustalenie poziomów posadowienia konstrukcji zasadniczej oraz poszczególnych odrzwi, jak to pokazano na rysunku 7, na przykładzie obudowy odgałęzienia w KWK Krupiński. Prezentowana obudowa została zaprojektowana do połączenia wyrobisk pochylni N-6 z chodnikiem N-11 w pokładzie 330/1. a) b) Rys. 4. Obudowa skrzyżowania trójstronnego z trzema wspornikami połączenie pochylni badawczej wentylacyjnej D-2 z chodnikiem podścianowym D-2 w kopalni Zofiówka a) schemat obudowy; b) ugięcia modelu (δ max =45mm) Fig. 4. Support of a trilateral junction with three abutments - connection of the ventilation research ramp D-2 with the bottom road D-2 in the mine Zofiówka a) support scheme; b) model deflection (δmax=45mm) a) b) Rys. 5. Obudowa skrzyżowania trójstronnego z trzema wspornikami połączenie pochylni badawczej wentylacyjnej D-2 z chodnikiem podścianowym D-2 w kopalni Zofiówka a) konstrukcja w trakcie montażu wstępnego; b) łącznik wsporników Fig. 5. Support of a trilateral junction with three abutments - connection of the ventilation research ramp D-2 with the bottom road D-2 in the mine Zofiówka a) structure during the pre-assembly; b) connector of abutments

91 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 89 a) b) Rys. 6. Obudowa zmiany kierunku wyrobiska w kopalni Zofiówka a) schemat obudowy, b) widok narożnika wyrobisk Fig. 6. Support of the change to the direction of the excavation in the mine Zofiówka a) support scheme b) view of the corner of excavations Obudowy takie powodują także pewne utrudnienia w trakcie próbnego montażu. Na rysunku 8 przedstawiono opisywaną konstrukcję w trakcie montażu u producenta. Dla pionowego usytuowania obudowy zastosowano protezowanie odrzwi oraz podstawki pod konstrukcję zasadniczą. Na rysunku liniami zaznaczono docelową linię spodka wyrobisk poziomy posadowienia odbudowy. Rys. 8. Obudowa w trakcie montażu próbnego. (Liniami zaznaczono poziomy posadowienia odrzwi) Fig. 8. Support during the test assembly (the foundation levels of timbers are marked with lines) Rys. 7. Zarys obudowy odgałęzienia pochylni N-6 z chodnikiem N-11 z zaznaczonymi poziomami posadowienia charakterystycznych elementów Fig. 7. Outline of the N-6 ramp branch support with the sidewalk N-11 with marked foundation levels of characteristic elements Ciekawym rozwiązaniem obudowy odgałęzienia wyrobisk nachylonych jest konstrukcja zaprojektowana dla zabezpieczenia upadowej odstawczej z przekopem marklowickim w KWK Marcel. Konstrukcję zasadniczą obudowy przedstawiono na rysunku 9. Natomiast na rysunku 10 przedstawiono fragment wspornika. Wyrobiska łączą się ze sobą pod kątem poziomym 15, przy czym upadowa nachylona jest do poziomu 14,5. W związku z tym wyrobiska w geometrycznym narożniku odgałęzienia nie są ze sobą połączone. Dodatkowo z uwagi na znaczne różnice w poziomach spodków obu wyrobisk konieczne było wykonanie muru oporowego zabezpieczającego skarpę. Jego krawędź widoczna jest na rysunku 10. Takie usytuowanie względem siebie wyrobisk wymagało zastosowania portalu o konstrukcji niesymetrycznej oraz opracowania specjalnych rozwiązań posadawiania odrzwi uzupełniających na ostatniej belce wspornikowej Konstrukcje obudów dla warunków znacznych obciążeń górotworem Schodzenie z robotami górniczymi na coraz większe głębokości, występowanie zaszłości eksploatacyjnych skutkują zwiększonymi obciążeniami działającymi na obudowę. Obciążenia te są dodatkowo powiększane w rejonie połączeń wyrobisk na skutek znacznych gabarytów. W sytuacjach takich konieczne jest stosowanie ciężkich kształtowników, np. dwuteowników szerokostopowych HEM, czy przekro-

92 90 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 Rys. 9. Obudowa odgałęzienia upadowej odstawczej z przekopem marklowickim w KWK Marcel (Prostokątem zaznaczono obszar pokazany na następnym rysunku) Fig. 9. Branch support of a haulage dip-heading with the Marklowice drift in the coal mine KWK Marcel (the area shown in the next figure is marked with a rectangle) Natomiast w przypadkach obudów odgałęzień opartych na portalu i wsporniku (rysunek 1a), narażonych na duże obciążenia ze strony górotworu stosowane jest kotwienie stabilizacyjne konstrukcji zasadniczej tak, żeby nie dopuścić do niekontrolowanego przemieszczenia się portalu z płaszczyzny zabudowy [8, 9] Konstrukcje obudów zabezpieczające połączenia wyrobisk o znacznych gabarytach Rys. 10. Widok belek wspornika ze strony pochylni odstawczej. Widoczne wsporniki do posadawiania odrzwi uzupełniających. Fig. 10. View of the abutment beams from the haulage ramp. Visible abutments for the foundation of supplementary timbers jów zamkniętych skrzynkowych. Dodatkowo w warunkach występowania wszechstronnych obciążeń, tj. działających ze strony ociosów czy spągu konieczne jest stosowanie zamknięcia spągnicami. Najlepszym przykładem takich konstrukcji są obudowy połączeń wyrobisk wykonywane dla LW Bogdanka [10]. Na rysunkach 11 i 12 przedstawiono przykładową konstrukcję schemat obudowy odgałęzienia chodnika dojazdowego 2fS od objazdu E w LW Bogdanka, oznaczonego R52 oraz widok zmontowanej konstrukcji. Natomiast doskonałym przykładem obudów skrzyżowań trójstronnych o zwiększonej nośności mogą być konstrukcje, w których oprócz odrzwi wspierających belkę główną (rys. 1b) zastosowano jeden lub dwa wsporniki z belek dwuteowych. Obudowy takie charakteryzują się mniejszym wytężeniem konstrukcji oraz większą stabilnością wynikającą ze zmniejszenia roli odrzwi łączonych z belką główną. Na rysunkach 13 i 14 przedstawiono modele takich konstrukcji poddane analizie wytrzymałościowej. Wraz z postępem mechanizacji robót górniczych i technologii eksploatacji zachodzi potrzeba wykonywania wyrobisk kapitalnych o znacznych przekrojach poprzecznych. Formaty obudowy podyktowane są między innymi stosowanymi maszynami i urządzeniami czy względami wentylacyjnymi. Połączenie wyrobisk o dużych przekrojach w świetle obudowy, odpowiadających rozmiarowi ŁP12 lub większemu, skutkuje jeszcze większymi przestrzeniami w strefie połączenia. Efekt ten jest dodatkowo potęgowany w przypadkach odgałęzień pod ostrym kątem, mniejszym niż 20. Co gorsze, wraz ze wzrostem rozmiaru przekroju połączenia zmniejsza się nośność obudowy, a obciążenia wraz ze zwiększeniem szerokości wyrobiska znacznie wzrastają. Wymaga to zapewnienia odpowiedniej, wysokiej wytrzymałości poszczególnych elementów, realizowanej przez zastosowanie ciężkich profili o wysokiej wytrzymałości, w wielu przypadkach dodatkowo wzmacnianych. Przykładami takich konstrukcji zabezpieczających odgałęzienia i skrzyżowania wyrobisk o znacznych formatach mogą być prezentowane już wcześniej obudowy połączenia przekopu kierunkowego pod pokładem 510 poz. 774 m z przekopem odstawczym 774/585 w KWK Bobrek-Centrum [1], czy odgałęzienie pochylni Glinna Góra z przecinką odstawczą nr 2 w ówczesnym Zakładzie Górniczo-Energetycznym Sobieski- -Jaworzno III [5], a obecnie ZG Sobieski. Konstrukcje te przedstawiono na rysunkach 15 i 16. Podobną konstrukcję zastosowano także do zabezpieczenia odgałęzienia pochylni kamiennej taśmowej z upadową D-633 w ZG Janina. Obudowa zabezpiecza połączenie pod stosunkowo ostrym kątem (18 ) wyrobisk dodatkowo nachylonych do poziomu w przeciwnych kierunkach 6 i 9. Wynika z tego znaczna długość obudowy, przekraczająca 21 m oraz różne poziomy posadowienia elementów składowych. Konstrukcja zasadnicza składa się z dwóch portali spiętych belką łączącą oraz wspornika, a uzupełniają ją 93 komplety odrzwi (uzupełniających i przejściowych). Na rysunku 17 przedstawiono konstrukcję prezentowanej obudowy.

93 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 91 Rys. 11. Schemat obudowy odgałęzienia R52 zamkniętego spągnicami Fig. 11. Scheme of the support of the branch R52 closed with a sill piece Rys. 12. Obudowa odgałęzienia R52 w trakcie montażu próbnego.spągnice podniesione w stosunku do planowanego usytuowania w wyrobisku dla umożliwienia montażu próbnego. Fig. 12. Support of the branch R52 during the test assembly. Sill pieces raised in relation to the planned location in the excavation to enable the test assembly

94 92 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 Rys. 13. Konstrukcja zasadnicza obudowy skrzyżowania pochylni B-1 badawczej z chodnikiem B-3 badawczym w pokładzie 401 w KWK Budryk Fig. 13. Basic structure of the junction support of the research ramp B-1 with the research sidewalk B-3 in the seam 401 of the coal mine KWK Budryk Rys. 14. Konstrukcja zasadnicza obudowy skrzyżowania przekopu taśmowego II wschodniego poz. 950 m z przekopem łączącym w kopalni Borynia Fig. 14. Basic structure of the junction support of the eastern conveyor ditch II, at 950m with a connecting ditch in the mine Borynia Rys. 15. Obudowa odgałęzienia przekopu kierunkowego pod pokładem 510 poz. 774 m z przekopem odstawczym 774/585 w końcowym etapie zabudowy w wyrobisku [1] Fig. 15. Branch support of the directional ditch under the seam 510 at 774 m with the haulage ditch 774/585 at the final stage of the excavation installation [1] a) b) Rys. 16. Obudowa odgałęzienia pochylni Glinna Góra z przecinką odstawczą nr 2 w ZG Sobieski a) konstrukcja w trakcie próbnego montażu u producenta [5]b) widok belki stropowej łączącej portale oraz portal pomocniczy Fig. 16. Branch support of the ramp Glinna Góra with the haulage cross-cut no. 2 in the coal mine ZG Sobieski a) structure during a test assembly at the manufacturer s site [5], b) view of the ceiling joist connecting the portals and the auxiliary portal

95 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 93 Rys. 17. Konstrukcja dwuportalowej obudowy odgałęzienia pochylni kamiennej taśmowej z upadową N-633 w ZG Janina Fig. 17. Structure of the double-portal support of branch of the conveyor stone ramp with the dip-heading N-633 in the coal mine ZG Janina Ciekawą obudową skrzyżowania z uwagi na znaczne gabaryty połączenia może być wykonana w ostatnim czasie portalowa obudowa skrzyżowania przekopu południowo-równoległego poziom 1000 m z objazdem wschodnim w KWK Bielszowice. Z uwagi na znaczne gabaryty łączących się wyrobisk, odpowiadające ŁP12 i ŁP13, niezbyt duży kąt między nimi (41 ) zasięg skrzyżowania objął strefę 18,1 m, przy szerokości portalu 7,2 m i rozpiętości każdego ze wsporników 9,1 m. Na rysunku 18 przedstawiono przedmiotową obudowę, Rys. 18. Obudowa skrzyżowania o różnych gabarytach Fig. 18. Support of junctions with various dimensions natomiast na rysunku 19 rozkład naprężeń zredukowanych w prezentowanej konstrukcji Konstrukcje wynikające z innych uwarunkowań Wiele postaci konstrukcyjnej obudowy odgałęzień i skrzyżowań wynika z innych niż wcześniej wymienione uwarunkowania. Najczęściej na kształt konstrukcji wpływają względy ekonomiczne lub technologiczne. Przykładem stosunkowo prostej obudowy odgałęzienia o niewielkim koszcie wykonania może być obudowa odgałęzienia upadowej kamiennej I i przekopu północnego II na poziomie 300 m w kopalni Janina [7], której schemat i konstrukcję przedstawiono na rysunkach 20 i 21. Konstrukcja składa się z portalu oraz odrzwi uzupełniających z nim połączonych przegubowo. Ważną rolę pełnią tu kotwie spinające górotwór. Pewną modyfikacją powyższej konstrukcji może być portal usytuowany, jak poprzednio, ponad wlotem do wyrobiska odgałęziającego się, dodatkowo stabilizowany wspornikiem tworząc w ten sposób układ litery T. Obudowa taka często wymaga dodatkowych zabiegów dla zapewnienia odpowiedniej stabilności portalu, np. przykotwienia go do otaczającego górotworu. Konstrukcje tego typu projektowane były najczęściej z uwagi na przyjętą przez kopalnię technologię zabudowy. Obudowy takie zostały zaprojektowane między innymi dla kopalń Zofiówka (rysunek 22), Pniówek i NWR Karbonia (niezabudowane).

96 94 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2015 Rys. 19. Wyniki analizy wytrzymałościowej konstrukcji zasadniczej rozkład naprężeń zredukowanych Fig. 19. Results of the strength analysis of the basic structure - distribution of reduced stress Rys. 20. Schemat obudowy odgałęzienia upadowej kamiennej I i przekopu północnego II na poziomie 300 m w kopalni Janina [7] Fig. 20. Scheme of the branch support of the stone dip-heading I and northern ditch II at 300m in the mine Janina [7] Rys. 21. Obudowa odgałęzienia zabudowana na dole kopalni Fig. 21. Branch support built-up at the bottom of the mine Rys. 22. Obudowa odgałęzienia upadowej F-1 z przecinką do upadowej F-1 w kopalni Zofiówka Fig. 22. Branch support of the dip-heading F-1 with the cross-cut F-1 in the mine Zofiówka