INŻYNIERÓW I TECHNIK SZY T S

Transkrypt

1 ISSN X INŻYNIERÓW STOWARZYSZENIE I TECHNIKÓW GÓRNICTWA

2

3

4 PRZEGLĄD Nr 12 GÓRNICZY 1 założono r. MIESIĘCZNIK STOWARZYSZENIA INŻYNIERÓW I TECHNIKÓW GÓRNICTWA Nr 12 (1105) grudzień 2014 Tom 70 (LXX) Prof. dr hab. inż. Andrzej Lisowski* ) UKD : Zacznijmy w górnictwie węgla kamiennego mierzyć produktywność kopalń Polemiki dyskusje Let s begin to measure the productivity of mines in the mining industry. Polemics discussion Treść: Autor nawiązuje do postulatu profesorów Józefa Dubińskiego i Mariana Turka, aby mierzyć i poprawiać w kopalniach węgla kamiennego ich produktywność. Proponuje stosowanie alternatywnego wskaźnika produktywności (WP). Podaje sposób funkcjonowania tego wskaźnika oraz warunki i efekty jego wdrożenia w kopalniach. Zwraca się do WŁAŚCICIELA GÓRNICTWA węgla kamiennego z apelem o powszechne stosowanie proponowanego wskaźnika w kopalniach. Abstract: The author refers to the postulates put forward by professors Józef Dubiński and Marian Turek who assume to measure and improve the productivity in hard coal mines. He proposes an alternative productivity index (PI). He also presents the way of functioning of this index and the conditions and effects of its implementation in mines. He appeals to THE OWNER OF THE MINING INDUSTRY in the field of coal for common application of the proposed index in mines. Słowa kluczowe: górnictwo węgla kamiennego, polemiki, dyskusje, produktywność Key words: hard coal mining industry, polemics, discussions, productivity 1. Wprowadzenie * ) AGH w Krakowie. Ciekawy i znaczący artykuł prof. dr. hab. inż. Józefa Dubińskiego i prof. dr. hab. inż. Marian Turka opublikowany w Przeglądzie Górniczym 2014 nr 4 [1] zwrócił moją uwagę przede wszystkim jako wyraz dążenia Autorów do lepszego wykorzystania węgla kamiennego w polskiej gospodarce. Ten jego walor podkreślałem w uwagach opublikowanych w sierpniu 2014 r. [9]. Przyznaję, że sposób mierzenia produktywności zaproponowany przez Autorów budził od początku moje wątpliwości, ale wówczas sprawę tej różnicy poglądów pomijałem. Konstruowanie pojęcia produktywności jako swoistej syntezy (konglomeratu?) sześciu różnych, znanych wskaźników, charakteryzujących techniczne i ekonomiczne wyniki pracy kopalń wydawało mi się skomplikowane. Przypomnę, że Autorzy zaproponowali do mierzenia produktywności kopalń: wydajność osiąganą na pracownika ogółem (całej kopalni) i pracownika dołowego, wyrażoną w tonach, w tonach paliwa umownego (tpu) oraz w przychodach ze sprzedaży. Wątpliwości semantyczne wywoływał też sam termin: produktywność dość powszechnie używany w przemysłach przetwórczych, wytwarzających dobra z określonego wsadu. Jak wiadomo istotną cechą górnictwa jest to, że jego produkcja polega głównie na pozyskiwaniu złoża a nie na wytwarzaniu dóbr z dostarczanych składników. Jakość i koszt bieżącej produkcji kopalni zależy więc nie tylko od aktualnie kreowanych warunków ale też od warunków naturalnych złoża, od rozwiązań zastosowanych kiedyś w budowanej kopalni i także od sposobu wcześniej prowadzonej eksploatacji. Oznacza to, że w górnictwie pojęcie produktywności jeżeli zastosujemy ten termin nigdy nie będzie tożsame z pojęciem produktywności w przemysłach przetwórczych. Uznając jednak w stu procentach podniesioną przez profesorów Dubińskiego i Turka pilną potrzebę stosowania w naszym górnictwie węgla kamiennego skutecznej miary wysiłku produkcyjnego kopalń zastrzeżenia semantyczne skreśliłem. Zacząłem szukać wskaźnika (nie stosowanego dotychczas), który mógł by się stać w zarządzaniu powszechnie stosowaną miarą tego wysiłku i równocześnie miarą produkcyjnej kondycji kopalń. Brałem przy tym pod uwagę, że miernik ten powinien mieć możliwie prostą konstrukcję i możliwie czytelnie wskazywać działania prowadzące do poprawy tej kondycji. Tak ukierunkowane myślenie doprowadziło do propozycji wskaźnika produktywności (WP) alternatywnego w stosunku do inicjalnej propozycji profesorów Dubińskiego

5 2 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2014 i Turka. W dalszym wywodzie będę usiłował przekonać Ich i także zainteresowanych decydentów do zgłoszonej propozycji. Mam nadzieję, że mi się to uda; że zechcą poprzeć wdrożenie swojej inicjatywy w alternatywnej wersji. Mam też nadzieję, że wersja ta zostanie zaakceptowana do wdrożenia w kopalniach zarówno przez WŁAŚCICIELA górnictwa węgla kamiennego, jak jego wiodącą kadrę. Nie mam najmniejszych wątpliwości, że stosowanie wskaźnika (wraz z odnośną procedurą i analityką) znacząco poprawi skuteczność operatywnego zarządzania i kondycję branży. 2. Alternatywny wskaźnik produktywności (WP) Poszukiwanie możliwe prostego i odpowiednio skutecznego wskaźnika (miernika) produktywności doprowadziło do pracy, którą opublikowałem w Przeglądzie Górniczym przed ponad czterdziestu laty we wrześniu 1968 r. [3]. Po półrocznym stażu w brytyjskim znacjonalizowanym górnictwie węglowym (NCB) usiłowałem tą publikacją spopularyzować w naszym górnictwie rozwijany tam wówczas system standardów. Pisząc artykuł popularyzujący metodę potencjałów tak została nazwana polska wersja systemu standardów dysponowałem już dość dużym doświadczeniem ze stosowania tej metody w polskich kopalniach. Na podstawie zgody ówczesnego wiceministra mgr inż. E. Porąbki rozległe prace rozwojowe i wdrożeniowe prowadził wówczas Ośrodek Ekonomiki i Organizacji GIG, którym kierowałem. Artykuł zawiera więc obszerną charakterystykę i wiele szczegółów metody potencjałów. Aby uprościć dalszy przekaz z obszernej charakterystyki podanej w przywołanym artykule przypomnę tylko podstawową konstrukcję i te zasady funkcjonowania metody potencjałów, które wykorzystałem w proponowanym alternatywnym wskaźniku produktywności (WP). Ujmuję je w 5 punktach. 1. Fundamentem metody jest przyjęty podział czasu funkcjonowania przodków ścianowych pozostających w fazie produkcji zilustrowany rysunkiem 1. Czas obłożony załogą produkcyjną jest określany jako czas dyspozycyjny (T d ). Na czas wykorzystany (T w ) składa się czas efektywny pracy kombajnu (T e ) oraz potrzebny czas przerw operacyjnych (T o ) i przygotowawczych (T p ) zapewniających sprawne funkcjonowanie kombajnu (struga). Cały nie wykorzystany czas dyspozycyjny jest czasem straconym (T s ). 2. Rzeczywiście osiągany czas efektywny (T er ) oraz czas przerw operacyjnych (T o ) i przygotowawczych (T p ) wyznacza się metodą czujnikowego pomiaru i chronometrażu. Wyznaczając rzeczywisty czas efektywny (T er ) określa się również właściwy dla danej ściany, uśredniony w procesie pomiaru tonaż urobku uzyskiwany w jednostce czasu efektywnego (T er ); (ewentualnie kubaturę). Wartość tę dla potrzeb dalszej prezentacji określam symbolem (q). 3. W następnym kroku, dla rozpatrywanej ściany, wyznacza się jej potencjalny czas efektywny (T ep ). Przyjmuje się, że jest to jej czas dyspozycyjny (T d ) pomniejszony o czas niezbędnych przerw operacyjnych (T o ) i przygotowawczych (T p ). Jeżeli nie występują dopuszczone instrukcją odpowiednio udokumentowane przyczyny utrzymywania czasu nieobłożonego (T n ) to do potencjalnego czasu efektywnej pracy ściany (T ep ) dolicza się cały czas nieobłożony (T n ). Utrzymywanie czasu nieobłożonego dopuszcza się tylko w przypadkach wymuszonych stanem technicznym kopalni (np. niewydolności transportu). T e p = T d T o T p + T n 4. Iloczyn potencjalnego czasu efektywnego T e p i wartości q wyznacza produkcyjny potencjał Q p tej konkretnej ściany (Q p = T ep q). Mówiąc bardziej opisowo: potencjał produkcji Q p jest to technicznie i ekonomicznie uzasadnione wymaganie stawiane przed daną ścianą w zakresie produkcji. Wartość potencjału (Q p ) jest tym większa, im więcej dni w kalendarzowym tygodniu ściana jest obłożona załogą produkcyjną oraz im mniejszy jest w każdym dniu zarówno czas nieobłożony (T n ), jak czas stracony na nieprzewidziane postoje i awarie (T s1 T sn ). Tak jak rzeczywisty czas efektywny T e i czas przewidywanych przerw technologicznych (T o, T p ) również rzeczywisty czas nieobłożony (T n ) i stracony (T s ) określa się odpowiednią ewidencją lub pomiarem (ewentualnie chronometrażem). 5. Stosunek produkcji rzeczywiście osiągniętej (bez chodników) przez ścianę (Q r ) do jej potencjału produkcyjnego (Q p ) określałem w przywołanej metodzie potencjałów jako wskaźnik sprawności (s). Przyjmowałem przy tym, że wskaźnik ten może być określany cytuję: ( ) dla pojedynczej ściany lub grupy ścian, dla jednej kopalni lub np. dla zjednoczenia ( ) [3]. Właśnie ten wskaźnik proponuję teraz przyjąć jako miarę produktywności zarówno ścian, jak kopalń i większych jednostek organizacyjnych., (niemianowany lub w %%) gdzie: WP wskaźnik (miernik) produktywności ustalony dla określonej jednostki produkcyjnej w określonej jednostce czasu; aktualny dopóki warunki funkcjonowania ściany (ścian) nie uległy zmianie, m indeks górny określa jednostkę czasu np. zmianę, dobę, tydzień kalendarzowy, miesiąc 1, i indeks dolny określa jednostkę produkcyjną np. ścianę, grupę określonych ścian, kopalnię, grupę kopalń, całe górnictwo węgla kamiennego 1, Q r rzeczywista produkcja ścian w rozpatrywanej jednostce w określonym czasie (bez chodników), Q p potencjał produkcyjny jednostki określonej w liczniku, w rozpatrywanym czasie. Rys. 1. Podstawowy podział czasu (przyjęty z metody potencjałów [2]) wykorzystany w konstrukcji i analityce wskaźnika produktywności (WP) Fig. 1. Basic time sharing (assumed from the potential method [2]) used for the design and analytics of the productivity index (PI) 1 Indeksy m oraz i mogą być zastąpione objaśniającym opisem w tekście.

6 Nr 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY 3 Moim zdaniem wskaźnik WP prościej i lepiej mierzy produktywność niż trudna w interpretacji sześciowskaźnikowa miara proponowana w artykule przywołanym we wprowadzeniu. Przy tym, myślenie kadry posługującej się tym wskaźnikiem ukierunkowuje bardziej konkretnie na te działania, które skutecznie prowadzą do poprawy mierzonej produktywności. Ten aspekt proponowanego wskaźnika naświetlę dokładniej w kolejnym podrozdziale. W tym miejscu przypomnę przyczyny, które przekreśliły możliwość wykorzystania metody potencjałów do usprawniania operatywnego zarządzania w kopalniach węgla kamiennego. Otóż w epoce PRL, decyzję o wycofaniu z naszego górnictwa tej metody, która była już dobrze oceniana w pilotujących kopalniach podjął ówczesny minister Jan Mitręga. Decyzję uzasadniał obawą przed ujawnieniem dużych rezerw produkcyjnych posiadanych w już czynnych ścianach co doprowadziłoby do ograniczenia funduszy inwestycyjnych potrzebnych na modernizację kopalń [6]. W ówczesnych politycznych i gospodarczych warunkach PRL, obawy te nie były pozbawione podstaw. Natomiast w okresie rynkowej transformacji i w ostatnich latach przyczyna nie sięgnięcia po metodę potencjałów była bardziej skomplikowana. Jej praprzyczyną było balcerowiczowskie usamodzielnienie kopalń (likwidacja koncernowej struktury górnictwa) i ich ukierunkowanie na wzajemną konkurencję zamiast na zintegrowany wysiłek modernizacyjny i wymianę doświadczeń. Sednem przyczyny, która sprawiała, że metoda potencjałów była górnictwu zwyczajnie niepotrzebna była nieudolność WŁAŚCICIELSKIEGO ZARZĄDZANIA oraz bierność wiodącej kadry zarówno w praktyce zarządzania jak w nauce. Czy szanse na wykorzystanie koncepcji metody potencjałów w postaci proponowanego miernika produktywności (WP) już przestały być blokowane pokaże przyszłość. 3. Warunki i efekty wykorzystania wskaźnika produktywności (WP) Można sobie wyobrazić sztygara oddziałowego, który w swojej ścianie do oceny swoich osiągnięć produkcyjnych zastosuje wskaźnik produktywności (WP). Jednak prawdopodobieństwo wystąpienia takiego przypadku w praktyce jest znikome. Atrakcyjność i skuteczność tego wskaźnika jako instrumentu podnoszenia technicznej i ekonomicznej efektywności produkcji górniczej zależy bowiem w sposób istotny od skali zastosowania. Mówiąc bardziej precyzyjnie zależy głównie od wykorzystania w porównawczej analizie doświadczeń technicznych i organizacyjnych gromadzących się w większej liczbie jednostek produkcyjnych (ścian, kopalń). Z tej konstatacji wynika, że aby w pełni wykorzystać możliwości i walory wskaźnika produktywności (WP), należy go stosować w dużej skali, np. w dużej grupie kopalń lub najkorzystniej w całym górnictwie węgla kamiennego. Ten warunek implikuje kolejne istotne wymagania mianowicie: stosowanie wskaźnika powinno być regulowane rygorystycznie przestrzeganą instrukcją oraz oprogramowaniem wymuszającym przestrzeganie przyjętych procedur co w łącznym działaniu powinno zapewnić porównywalność generowanych ocen i instruktywność gromadzonych doświadczeń. W instrukcji stosowania wskaźnika, najistotniejsze są ustalenia przyjęte dla określania efektywnego rzeczywistego i potencjalnego czasu pracy ścianowego kombajnu oraz dla określania czasu wykonywania obowiązkowych czynności operacyjnych i przygotowawczych. Istotne i także najtrudniejsze będzie opracowanie takiej klasyfikacji czasu przerw i awarii (T s1...t sn ), która otwierałaby najkrótszą drogę do ich eliminacji. W sumie, jednak przy aktualnym stanie oczujnikowania kombajnów i precyzji obowiązujących instrukcji ich obsługi oraz funkcjonujących w kopalniach systemach zbierania informacji dyspozytorskich nie jest to problem, który może być rozpatrywany jako przeszkoda zniechęcająca do stosowania proponowanego wskaźnika produktywności (WP). Sądzę, że odpowiedni zespół powołany do przygotowania potrzebnej instrukcji stosowania wskaźnika WP potrafi opracować ją w ciągu miesiąca ewentualnie dwóch. Nie więcej czasu powinno zająć przeszkolenie kopalnianych instruktorów wdrażających ten wskaźnik do rutynowego stosowania wraz z inicjalną wersją oprogramowania. Rozruch praktycznego stosowania wskaźnika także nie powinien trwać dłużej niż kwartał. W sumie jestem o tym przekonany wdrożenie do praktyki kopalń proponowanego wskaźnika WP jest więc w propozycji do efektów możliwych do osiągnięcia przedsięwzięciem bardzo łatwym! O zaspokojeniu bądź zignorowaniu elementarnej potrzeby mierzenia i analizowania w dużej między kopalnianej skali potencjalnej zdolności produkcyjnej ścian uruchamianych przecież wielomilionowym nakładem kapitału i liczną obsadą kadrową przesądzi przede wszystkim decyzja WŁAŚCICIELA kopalń. Ewentualnie, wola nadrzędnych decydentów realizowanej polityki gospodarczej rządu. W jej aktualnych uwarunkowaniach, znamiennych swoistą blokadą tendencji do integracji w górnictwie węgla kamiennego jego wysiłku na rzecz poprawy osiąganej efektywności podjęcie tego rodzaju decyzji przez Zarządy naszych dużych jednostek produkcyjnych może okazać się trudne. W tym kontekście zwrócę uwagę, że uruchomienie na bazie analityki wskaźnika produktywności (WP) między kopalnianych analiz porównawczych wykorzystania potencjału przodków ścianowych byłoby najprostszą realizacją metody RÓWNANIA DO NAJLEPSZYCH stosowanej w górnictwie już przed wojną przez profesora Bolesława Krupińskiego. Stosując ją, potrafił uchronić kopalnię Rymer przed zamknięciem i doprowadził całe Rybnickie Gwarectwo do wysokiej efektywności. Podobne, nadspodziewanie duże, efekty może przynieść stosowanie w skali całego górnictwa węgla kamiennego analityki generowanej proponowanym wskaźnikiem produktywności (WP). Na możliwość tę wyraźnie wskazuje fakt, że w niektórych kopalniach średnia dobowa produkcja ścian wynosi zaledwie kilkaset ton, natomiast w innych kopalniach potrafi osiągać parę i nawet kilka tysięcy ton. Nie potrafiłem dotrzeć do wskaźników określających osiągnięcia produkcyjne w skali kalendarzowego tygodnia, ale w tym układzie występujące zróżnicowanie ścian jest niewątpliwie jeszcze większe. To właśnie analityka porównawcza ukierunkowana na ujawnianie i sposoby usuwania zarówno technicznych, jak organizacyjnych przyczyn zróżnicowania kreuje możliwość osiągnięcia wskazanych efektów. Gdyby udało się wdrożyć do powszechnego stosowania w górnictwie węgla kamiennego wskaźnik produktywności (WP) to być może zostałaby utorowana droga do wdrożenia we wszystkich kopalniach jednolitych i prawidłowych zasad wyznaczania rejonów rozliczeniowych i obiektów w funkcjonującym w kopalniach terytorialnym układzie rozliczania zaszłości. To właśnie brak tego rodzaju zasad obowiązujących w procesie rejonizacji 2 niweczy skuteczność teryto- 2 Propozycję zasad podałem w Podręczniku stosowania systemu SRK [3] dokumentacja GIG (2003 r.).

7 4 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2014 rialnego układu. Przekreśla też możliwość stosowania sytemu SKK [4], który dawał szansę wykorzystania przynajmniej podstawowych możliwości tego, niezbędnie potrzebnego, układu rozliczeniowego. Dodam jeszcze, że cała analityka uruchamiana wdrożeniem wskaźnika produktywności (WP) powinna się znaleźć w układzie rozliczeniowym procesów jako istotnego członu trójukładowego systemu rozliczeń, proponowanego od dawna dla górnictwa węgla kamiennego [5]. Ułatwi to integrację mierników stosowanych w tej (WP) analityce z miernikami kosztu i ekonomicznej efektywności. Niestety, układ procesów w znacznym stopniu warunkujący dźwignięcie na wyższy poziom efektywności zarządzania w górnictwie wciąż oczekuje na opracowanie i wdrożenie w miejsce skrajnie przestarzałego Wykazu stanowisk kosztów. Przypominałem o tym niedawno, namawiając prof. dr. hab. inż. Romana Magdę, aby w swej katedrze podjął prace nad przygotowaniem i wdrożeniem tego układu do praktyki kopalń ([7] str. 7 i 8). 4. Zakończenie Postulat prof. dr. hab. inż. Józefa Dubińskiego i prof. dr. hab. inż. Mariana Turka, opublikowany w zeszycie 2014 nr 4 Przeglądu Górniczego aby w naszym górnictwie węgla kamiennego skuteczniej mierzyć, analizować i poprawiać produktywność kopalń zasługuje niewątpliwie na poparcie i realizację w praktyce zarządzania. Do Ich inicjalnej propozycji zgłosiłem w tym artykule propozycję alternatywnego miernika produktywności (WP). Propozycja wywodzi się ze znanej niestety nie stosowanej metody potencjałów. Proszę panów Profesorów o poparcie tej propozycji, gdyż jak sądzę może skuteczniej zapewnić wzrost produktywności w kopalniach niż propozycja inicjalna. Zwracam się też do WŁAŚCICIELA GÓRNICTWA WĘGLA KAMIENNEGO Z APELEM o podjęcie decyzji umożliwiającej wdrożenie wskaźnika produktywności (WP) do powszechnego stosowania w kopalniach tego sektora. Decyzja ta niewątpliwie doprowadzi do znaczącej poprawy proefektywnościowej skuteczności operatywnego zarządzania w kopalniach i w ich jednostkach nadrzędnych. W aktualnej trudnej sytuacji sektora ta poprawa jest konieczna. Można mieć nadzieję, że wdrożenie wskaźnika produktywności (WP) zachęci WŁAŚCICIELA GÓRNICTWA WĘGLA KAMIENNEGO do przeprowadzenia kompleksowej oceny sprawności (swoistego audytu) stosowanych w kopalniach: podstawowych systemów ewidencji i analizy zaszłości oraz podejmowania decyzji rozwojowych (planistycznych) przesądzających o ich (kopalń) kondycji. Taka analiza może (powinna!) doprowadzić do podjęcia pilnie potrzebnych intensywnych prac nad integracją i proefektywnościowym usprawnieniem wskazanych systemów w całym górnictwie węgla kamiennego. Usprawnienie systemów obsługujących zarządzanie funkcjonujące w górnictwie węgla kamiennego nie jest jedynym, ale jednym z istotnych warunków uchronienia kopalń i grupujących je Spółek przed kryzysem grożącym upadłością. Może też zmniejszyć zagrożenie zastosowaniem do wyprowadzenia ich z kryzysu tych samych metod (stosowanych w tzw. restrukturyzacji), którymi w okresie rynkowej transformacji całe nasze górnictwo węgla kamiennego zostało doprowadzone do fatalnej degradacji [8]. We wrześniowym Zeszycie Przeglądu Górniczego (2014 nr 9) ukazał się artykuł prof. dr. hab. inż. Andrzeja Karbownika i dr. hab. inż. Krzysztofa Włodarskiego, w którym lansują zastosowanie wskazanych metod do wyprowadzenia z kryzysu Kompanii Węglowej [2]. Uważam, że propozycja restrukturyzacji, której sednem jest zamknięcie 4 kolejnych kopalń i likwidacja 10 tysięcy miejsc pracy jest błędna. Literatura 1. Dubiński J., Turek M.: Wzrost produktywności i bezpieczeństwa pracy w kopalniach szansą na funkcjonowanie i rozwój górnictwa węgla kamiennego w Polsce. Przegląd Górniczy 2014 nr Karbownik A., Włodarski K.: Koncepcja restrukturyzacji spółki węglowej. Przegląd Górniczy 2014 nr Lisowski A.: Potencjały jako narzędzie operatywnej analizy i kontroli pracy ścian kombajnowych. Przegląd Górniczy 1968 nr Lisowski A.: Szansa na nowoczesność monitoringu i stymulacji ekonomicznej efektywności wnętrza podziemnych kopalń system SRK. Przegląd Górniczy 2003 nr Lisowski A.: Szanse wdrożenia w górnictwie węgla kamiennego trójukładowego monitoringu i analityki wnętrza podziemnych kopalń. Przegląd Górniczy 2004 nr Lisowski A.: Gospodarz socjalistycznego koncernu. W: Słomczyński M., Wilczek W.: Od hajera do premiera. Jana Mitręgi portret ze wspomnień. Katowice Lisowski A.: Dalszy ciąg dyskusji: Trzeba wrócić do PRZESŁANIA profesora Bolesława Krupińskiego. POLEMIKI DYSKUSJE. Przegląd Górniczy 2013 nr Lisowski A.: Górnictwo węgla kamiennego w Polsce. Krytyczna ocena sposobu przeprowadzenia rynkowej transformacji i dyskusja problemów wciąż oczekujących na rozwiązanie. Główny Instytut Górnictwa, Katowice Lisowski A.: Uwagi do problemu lepszego wykorzystania węgla w polskiej gospodarce. POLEMIKI DYSKUSJE. Przegląd Górniczy 2014 nr 8.

8 Nr 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY 5 UKD : 622.1: 550.8: Wybrane aspekty dokumentacyjnego przygotowania prowadzenia eksperymentalnej eksploatacji metodą podziemnego zgazowania węgla Selected aspects of documentation preparation of experimental mining by use of the underground coal gasification method Prof. dr hab. inż. Marian Turek* ) Treść: Podziemne zgazowanie węgla (PZW) jest technologią, która może stanowić szansę dla innego niż dotychczas wykorzystania potencjału w postaci dość bogatych zasobów węgla. Obowiązujące przepisy w zasadzie nie pozwalają na komercyjne prowadzenie tego procesu, jak również nie mamy doświadczeń w zakresie dokumentowania przebiegu tego typu procesu. Eksperymentalne przedsięwzięcie w KHW S.A. KWK Wieczorek. wymusiło potrzebę zrealizowania całego cyklu prac projektowo-dokumentacyjnych, dla spełnienia wymogów obowiązujących przepisów, co powinno zapewnić bezpieczeństwo prowadzenia ruchu. Opis potrzeby zaprojektowania planowanego przebiegu tego procesu, jak również sposób jego udokumentowania, jest przedmiotem rozważań niniejszego artykułu. Abstract: Underground Coal Gasification (UCG) is a technology which may give the opportunity for the use of potential from quite a rich coal resource, differently than so far. According to the provisions in force, it is not legal to commercially apply this process and, on the other hand, there is too little experience available for keeping records of the process. The experiment in Wieczorek mine led to the need for implementation of a full cycle project and documentation works to comply with the requirements of the law in force which may ensure safety of operating the mine. Słowa kluczowe: podziemne zgazowanie węgla, projekt, dokumentacja techniczna Key words: underground coal gasification, project, technical documentation 1. Wprowadzenie Jednym z zadań badawczych finansowanym przez Narodowe Centrum Badań i Rozwoju, realizowanym przez konsorcjum złożone z partnerów naukowych i przemysłowych, jest projekt badawczy pt.: Opracowanie technologii zgazowania węgla dla wysokoefektywnej produkcji paliw i energii elektrycznej, podzielony na kilka tematów badawczych. W ramach jednego z nich Opracowanie i weryfikacja w skali pilotowej technologii procesu podziemnego zgazowania węgla Główny Instytut Górnictwa i Katowicki Holding Węglowy S.A. realizują eksperymentalne przedsięwzięcie dotyczące procesu podziemnego zgazowania węgla (PZW) w wyrobiskach kopalni Wieczorek. Główne zadania to: opracowanie technologii metodą udostępnienia złoża z istniejących wyrobisk, która później mogłaby być praktycznie wykorzystana w przypadku pokładów resztkowych, pozostałych po eksploatacji złoża lub pokładów, których eksploatacja tradycyjnymi metodami jest nieopłacalna, pozyskanie doświadczeń z przebiegu procesu, niezbędnych dla opracowania projektu technicznego i wstępnego studium wykonalności tak zwanej instalacji demonstracyjnej. * ) Główny Instytut Górnictwa, Katowice. Próba będzie równocześnie sprawdzeniem w skali pilotowej możliwości realizacji procesu w czynnej kopalni węgla kamiennego w warunkach GZZW. Podczas prowadzenia eksperymentu muszą zostać spełnione rygory i kryteria gwarantujące bezpieczeństwo załogi zatrudnionej w wyrobiskach podziemnych oraz bezpieczeństwo prowadzenia ruchu zakładu górniczego. Należy uwzględnić wszystkie czynniki oraz stany (normalnej pracy i awaryjne), mogące spowodować wystąpienie zagrożeń w wyrobiskach. Musi być także zapewnione spełnienie rygorów bezpiecznego przeprowadzenia eksperymentu w odniesieniu do środowiska naturalnego oraz uwarunkowań powierzchniowych. Istotne było więc rozpatrzenie różnych aspektów związanych z prowadzeniem eksperymentu a mianowicie: górniczo-technicznych takich jak zaleganie złoża, wykonywanie niezbędnych robót górniczych, prowadzenie profilaktyk przeciw zagrożeniom naturalnym (w szczególności pożarowemu) oraz wszelkie procedury i wymogi technologiczne, prawno-organizacyjnych dotyczących uzyskania koniecznych opinii i zezwoleń określonych wymogami obowiązujących przepisów oraz właściwego zaplanowania wszelkich czynności związanych z bezpiecznym prowadzeniem i monitorowaniem procesu.

9 6 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2014 Niniejszy artykuł jest poświęcony szczegółowemu przedstawieniu zakresu prac, jakie powinny być i zostały zrealizowane w odniesieniu do aspektów prawno-organizacyjnych bezpiecznego przeprowadzenia eksperymentu. 2. Uwarunkowania prawne projektowania eksploatacji podziemnej Konieczność udokumentowania planowanego przebiegu procesu i opracowywania różnych dokumentacji, w tym przede wszystkim planu ruchu zakładu górniczego i dokumentu bezpieczeństwa oraz innych projektów i dokumentacji technicznych i technologii dotyczących prowadzenia robót w kopalni, wynika z potrzeby dokładnego opisu prowadzonych prac w celu zapewnienia możliwie ich jak najbardziej bezpiecznej realizacji. Często wiąże się to z wymogiem uzyskania koniecznych, dodatkowych opinii lub przeprowadzenia analiz możliwości zastosowania w konkretnych warunkach, jakie występują (albo mogą wystąpić) w wyrobiskach, różnych nowych rozwiązań techniczno-organizacyjnych miało to miejsce w przypadku przygotowań do eksperymentalnej eksploatacji z zastosowaniem procesu PZW [1]. W związku z tym, że proces PZW, mający na celu pozyskanie energii ze zgazowania węgla bezpośrednio w złożu, ma być realizowany z wykorzystaniem techniki górniczej, w podziemnych wyrobiskach czynnej kopalni, podstawą jego legalnego przeprowadzenia (także w zakresie eksperymentalnym) powinna być ustawa Prawo geologiczne i górnicze [7]. Ten podstawowy akt prawny dotyczący górnictwa podziemnego stanowi, że ruch zakładu górniczego prowadzi się zgodnie z zasadami sztuki górniczej, na podstawie planu ruchu zakładu górniczego, określającego szczegółowe przedsięwzięcia w celu zapewnienia: bezpieczeństwa powszechnego i pracy zakładu górniczego, prawidłowej i racjonalnej gospodarki złożem, ochrony środowiska z jego elementami oraz powierzchni wraz z obiektami budowlanymi, odpowiedzialności za ewentualne szkody i ich naprawianie. W Rozporządzeniu Ministra Gospodarki w sprawie bezpieczeństwa i higieny pracy, prowadzenia ruchu oraz specjalistycznego zabezpieczenia przeciwpożarowego w podziemnych zakładach górniczych [4], są zawarte wymogi dotyczące prowadzenia robót lub oddawania określonych obiektów do ruchu, pod warunkiem opracowania odpowiedniej dokumentacji albo projektu technicznego. W dziale dotyczącym prowadzenia robót górniczych określono, jakie roboty wymagają wcześniejszego opracowania projektu technicznego dla wszystkich robót, przed rozpoczęciem: drążenia, eksploatacji, zbrojenia, likwidacji, robót wiertniczych otworów o długości powyżej 10 m, dla których opracowuje się projekty techniczne wraz z technologią wykonywania robót. Projekt techniczny eksploatacji jest najbardziej szczegółowym dokumentem, który powinien zawierać rozwiązanie zadań funkcjonalnych, konstrukcyjnych, technologicznych i instalacyjnych prowadzenia eksploatacji, dotyczących: bezpieczeństwa prowadzenia robót, szczególnie w aspekcie występujących zagrożeń naturalnych, zasięgu eksploatacji oraz projektowanych granic filarów i pasów ochronnych, miejsc i sposobów udostępnienia złoża, sposobu urabiania i transportu urobku, stosowanych maszyn i urządzeń, wszelkich innych zagadnień, związanych tematycznie z prowadzonymi robotami. Uwzględniając wyżej zaprezentowane wymogi, w celu określenia właściwej podstawy prawnej, uzyskania zgody na przygotowanie oraz bezpieczne przeprowadzenie eksperymentu, przed jego rozpoczęciem: wystąpiono z wnioskiem o wprowadzenie uzupełnienia w obowiązującym Rozporządzeniu Rady Ministrów, wystąpiono z wnioskiem o udzielenie odstępstwa od wymogów Rozporządzenia Ministra Gospodarki, opracowano szereg niezbędnych projektów technicznych i dokumentacji, wystąpiono z wnioskami o uzyskanie niezbędnych zezwoleń i opinii. 3. Oryginalne aspekty eksploatacji metodą podziemnego zgazowania węgla Eksperymentalny proces podziemnego zgazowania węgla w kopalni Wieczorek będzie polegał na przeprowadzeniu kontrolowanych reakcji spalania węgla w parceli pokładu 501 (zakładana wydajność zgazowania do 600 kg węgla w ciągu godziny), z wykorzystaniem czynnika zgazowującego doprowadzonego z powierzchni. Przewiduje się, że w zależności od czynnika, którym może być powietrze, tlen, para wodna lub ich mieszanina, uzyska się produkt gazowy w ilości około 1700 m 3 /h, o określonym składzie i wartości opałowej rzędu 4 5 MJ/m 3. Temperatura gazów na wylocie z georeaktora wyniesie około ºC, a ciśnienie wewnątrz rurociągu odprowadzającego produkty gazowe około 0,08 MPa [3]. Zakłada się także, że proces odbędzie się w części pokładu o objętości około 950 m 3, co odpowiada około 1200 Mg oraz, że próba, trwająca do trzech miesięcy, będzie przebiegała w odpowiednio długich okresach ustabilizowanych parametrów pracy, co pozwoli uzyskać wiarygodne dane, niezbędne do sporządzenia bilansu masowego i energetycznego. Istotne jest także podjęcie decyzji o prowadzeniu zgazowania metodą szybową wszystkie rurociągi, zarówno doprowadzające różne czynniki, jak i odbioru produktów zgazowania, zostały zabudowane w szybie wentylacyjnym (wydechowym), zlokalizowanym w stosunkowo niewielkiej odległości od miejsca usytuowania georeaktora. W klasycznych sposobach podziemnej eksploatacji pokładu węgla kamiennego, obejmujących procesy przygotowawcze, podstawowe i pomocnicze, dla wyrobiska eksploatacyjnego cykl zamyka się w czterech podstawowych etapach [5]: wykonanie robót udostępniających i przygotowawczych, wykonanie robót zbrojeniowych, polegających na wyposażeniu wyrobisk w niezbędne maszyny i urządzenia, prowadzenie eksploatacji, wykonanie robót likwidacyjnych i zabezpieczenie wybranych pustek poeksploatacyjnych. W przypadku wybierania pokładu z zastosowaniem technologii podziemnego zgazowania, cały cykl istnienia wyrobiska eksploatacyjnego, jakim w tym przypadku jest georeaktor, można podzielić na podobne etapy. Pierwszym z nich będzie udostępnienie georeaktora, polegające na wydrążeniu wyrobiska (jednego lub kilku), z którego będzie można budować georeaktor. W kopalni Wieczorek georeaktor, zlokalizowany w partii pokładu 501, został udostępniony dwoma wyrobiskami istniejącą dowierzchnią transportową w pokładzie 510 i nowo wydrążonym wyrobiskiem badawczym o długości 72 m, zlokalizowanym nad pokładem 501. Robotom przygotowawczym

10 Nr 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY 7 w klasycznej eksploatacji odpowiadało wykonanie otworów (kanałów), służących do uruchomienia (rozpalenia) georeaktora, doprowadzania czynników zgazowujących i odstawy pozyskanego gazu. Etap drugi (analogia dla robót zbrojeniowych) to budowa infrastruktury umożliwiająca prowadzenie procesu rurociągów (podawania czynników zgazowujących, odbioru produktów, azotowego, podsadzkowego, wodnego), separatorów gazu (zabudowanych na trasie rurociągu odbioru produktów procesu zgazowania, służących do separacji części frakcji stałej ze strumienia powstałego gazu) oraz aparatury kontrolno-pomiarowej. Kolejny etap eksploatacji georeaktora rozpocznie się od inicjacji procesu zgazowania węgla w dokładnie określonym miejscu. Dalsze prowadzenie procesu będzie polegało na kontrolowanym podawaniu czynników zgazowujących i odbiorze wytworzonego gazu. I ostatni, czwarty etap wygaszanie (likwidacja) georeaktora polegające na zaprzestaniu podawania czynnika zgazowującego i całkowitym wypełnieniu jego przestrzeni (powstałej pustki) materiałem podsadzkowym o niewielkim uziarnieniu, charakteryzującym się podwyższonymi właściwościami migracyjnymi. Zakłada się, że warunek ten będzie spełniała mieszanina popiołowo-wodna, uzyskana na bazie odpadów elektrownianych. Jak wynika z powyższych rozważań, chociaż omawiane dwa sposoby eksploatacji pokładu węgla kamiennego są prowadzone z zastosowaniem zupełnie odmiennych technologii, można w cyklach ich przebiegu przedstawić pewne analogie. Stanowi to przesłankę do ustalenia zakresu dokumentacji, projektów technicznych, zezwoleń i opinii, jakie będą niezbędne do opracowania lub uzyskania przed rozpoczęciem prowadzenia eksperymentu w wyrobiskach podziemnych czynnej kopalni. 4. Kluczowe czynniki determinujące projektowanie eksploatacji metodą podziemnego zgazowania węgla W procesie odpowiedniego zaplanowania i zaprojektowania bezpiecznego eksperymentalnego zgazowania węgla w czynnej kopalni można wyróżnić dwie grupy zagadnień koniecznych do uwzględnienia i odpowiedniego zrealizowania. Jedną z nich stanowiły aspekty formalnoprawne, które dokładnie zostaną przedstawione w następnym punkcie artykułu. Druga, dotyczyła problematyki technicznej i zastosowania odpowiednich technologii, umożliwiających bezpieczne przeprowadzenie przedsięwzięcia. Zaprojektowanie georeaktora i całej struktury towarzyszącej musiało uwzględniać warunki panujące w wyrobiskach kopalni, w tym szczególnie budowę geologiczną pokładu, dostępność i stan istniejących wyrobisk, ich wyposażenie techniczne, rolę w systemie wentylacyjnym kopalni, odległość georeaktora od szybu wentylacyjnego, w którym zostały zabudowane wszystkie niezbędne rurociągi. Pierwszym, niezwykle istotnym zagadnieniem, było podjęcie właściwych decyzji odnośnie do lokalizacji georeaktora. Wiązało się to z koniecznością uwzględnienia możliwie jak największej liczby czynników decydujących o bezpieczeństwie i powodzeniu realizacji przedsięwzięcia dotyczących: usytuowania wyrobisk udostępniających georeaktor podziemnego zgazowania węgla, pozwalającego na: ograniczenie zasięgu strefy zagrożenia, skierowanie uwolnionych produktów gazu procesowego ze zgazowania węgla wyrobiskami w kierunku szybu wydechowego, z pominięciem innych rejonów wentylacyjnych, zachowanie stabilności przewietrzania wszystkich wyrobisk wentylacyjnie związanych z georeaktorem, ograniczenie liczby załogi zatrudnionej w wyrobiskach na drodze odprowadzania powietrza z rejonu georeaktora, wraz z wyeliminowaniem przebywania załogi w wyrobiskach z rurociągiem odprowadzającym produkty zgazowania, ograniczenie miejsc potencjalnie możliwej inicjacji wybuchu mieszaniny powietrzno-gazowej, m.in. z uwagi na ograniczony zakres stosowania urządzeń (wentylator i pompa pneumatyczna dopuszczone do pracy w atmosferze wybuchowej) oraz wyeliminowanie sieci elektrycznej z zagrożonej strefy, usytuowania wyrobisk udostępniających georeaktor w nienaruszonym górotworze, poza zasięgiem wpływów robót górniczych prowadzonych we wcześniejszym okresie oraz poza zasięgiem stwierdzonych zaburzeń geologicznych, udostępnienia georeaktora z wyrobisk, które mogą zostać wyłączone z sieci wentylacyjnej zakładu, w sposób nie powodujący utraty jego zdolności produkcyjnych, lokalizacji wyrobisk stanowiących bezpośrednie otoczenie georeaktora w sposób pozwalający na wykorzystanie instalacji podsadzki hydraulicznej, usytuowania georeaktora w rejonie objętym granicami zagrożeń o możliwie najniższych wyznacznikach (stopnie, kategorie). Kolejnym, istotnym zagadnieniem w zakresie projektowania konstrukcji georeaktora było odpowiednie zlokalizowanie i precyzyjne odwiercenie kierunkowych otworów wielkośrednicowych, w których zabudowano rurociągi. Jeden z otworów zostanie także wykorzystany do zainicjowania procesu, czyli uruchomienie georeaktora co wiązało się z opracowaniem bezpiecznej i skutecznej tej technologii. W aspekcie technologicznym najważniejszymi kwestiami do uwzględnienia były: przy opracowywaniu projektu technicznego podziemnej części instalacji dobór odpowiednich materiałów na wykonanie elementów instalacji i rurociągów, w których będzie przepływał gaz o temperaturze nawet do ºC, opracowanie sposobu lub technologii schładzania gazu procesowego do temperatury umożliwiającej jego odprowadzanie na powierzchnię wyrobiskami podziemnymi i szybem. Możliwość praktycznego zrealizowania przedstawionych elementów technicznych, składających się na zaprojektowanie eksploatacji prowadzonej z wykorzystaniem procesu PZW, była oczywiście uwarunkowana względami zapewnienia odpowiedniego poziomu bezpieczeństwa. Wiązało się to z określeniem właściwego sposobu sterowania procesem i jego monitorowania, zapewniającego bezpieczeństwo przebiegu samego procesu, załogi zatrudnionej w rejonie georeaktora oraz prowadzenia normalnego ruchu czynnego zakładu górniczego. 5. Elementy dokumentacyjne opisujące przebieg podziemnego zagazowania węgla, z porównaniem do eksploatacji klasycznej W krajowym prawodawstwie brak jest jakichkolwiek zapisów bezpośrednio odwołujących się do prowadzenia podziemnego zgazowania węgla technologii, która dotychczas nie była stosowana w polskim górnictwie węgla kamiennego. W celu wypracowania właściwych formuł umożliwiających realizację przedsięwzięcia, dalsze, niejako pionierskie, wszelkie działania formalnoprawne wymagały ścisłej współ-

11 8 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2014 pracy z Wyższym Urzędem Górniczym, Okręgowym Urzędem Górniczym w Katowicach, Rejonową Dyrekcją Ochrony Środowiska w Katowicach, Urzędem Marszałkowskim Województwa Śląskiego i Urzędem Miasta Katowice. Pierwszym problemem, jaki należało rozwiązać, było stworzenie podstawy prawnej, która umożliwiałaby legalne przeprowadzenie eksperymentu w czynnym zakładzie górniczym. Podstawowy górniczy akt prawny, jakim jest ustawa Prawo geologiczne i górnicze określa warunki podejmowania, wykonywania oraz zakończenia działalności w zakresie: prac geologicznych, wydobywania kopalin ze złóż, podziemnego bezzbiornikowego magazynowania substancji oraz podziemnego składowania odpadów. Co prawda, prowadzenie zgazowania powoduje ubytek kopaliny zalegającej w złożu, ale w tym przypadku węgla nie wydobywa się jako kopaliny, lecz pozyskuje się wytworzony z niego produkt gazowy. W okresie, gdy podejmowano działania związane z przygotowaniem do przeprowadzenia eksperymentu, obowiązywała ustawa Prawo geologiczne i górnicze w brzmieniu z dnia 4 lutego 1994 roku [6], która w Art. 3 dawała możliwość, aby w razie takiej potrzeby, rozporządzeniem wydanym przez Radę Ministrów, rozszerzyć zakres robót prowadzonych z zastosowaniem techniki górniczej, objętych przepisami ustawy. W związku z powyższym, na początku 2011 roku wszczęto procedurę mającą na celu objęcie przepisami ustawy prac związanych z procesem PZW przynajmniej w zakresie przeprowadzenia eksperymentu. W wyniku działań podjętych z inicjatywy Katowickiego Holdingu Węglowego S.A. i Głównego Instytutu Górnictwa, podstawą prawną umożliwiającą przeprowadzenie eksperymentalnego zgazowania węgla w wyrobiskach podziemnych kopalni Wieczorek jest specjalnie wydane Rozporządzenie Rady Ministrów z dnia 8 lipca 2011 roku, zmieniające wcześniejsze Rozporządzenie z dnia 23 kwietnia 2002 roku i stwierdzające, że prace prowadzone w celu naukowo-badawczego i doświadczalnego uruchamiania, utrzymania lub likwidacji systemów podziemnego zgazowania węgla kamiennego w Kopalni Węgla Kamiennego Wieczorek są objęte przepisami ustawy Prawo geologiczne i górnicze. Wydanie rozporządzenia spowodowało, że zgodnie z zapisami ustawy, prace planowane do wykonania są objęte jej przepisami, za wyjątkiem tych, które dotyczą spraw koncesyjnych. Oprócz tego, obecnie istnieje także druga podstawa prawna zrealizowania planowanego przedsięwzięcia. W dniu 9 czerwca 2011 roku została znowelizowana ustawa Prawo geologiczne i górnicze (weszła w życie od stycznia 2012 roku). W obecnej treści zawiera zapis Art. 2 stwierdzający, że przepisy ustawy stosuje się do, między innymi, robót podziemnych prowadzonych w celach naukowych, badawczych, doświadczalnych i szkoleniowych na potrzeby geologii i górnictwa. Partia pokładu 501, w której zlokalizowano georeaktor, jest zaliczona do III stopnia zagrożenia tąpaniami. Paragraf 334 Rozporządzenia Ministra Gospodarki... stanowi, że wybieranie pokładów węgla zagrożonych tąpaniami prowadzi się systemami ścianowymi. W związku z tym, zaszła konieczność przygotowania odpowiednio udokumentowanego wniosku i na jego podstawie uzyskano zezwolenie Prezesa Wyższego Urzędu Górniczego na odstępstwo od tak sformułowanego wymogu. W Rozporządzeniu znajduje się także zapis mówiący o tym, że oddanie do ruchu... obiektów zakładu górniczego stanowiących ściany prowadzone w warunkach specjalnych..., wymaga uzyskania zezwolenia wydanego przez właściwy organ nadzoru górniczego. Do ścian prowadzonych w warunkach specjalnych zalicza się, między innymi, ściany zaprojektowane z zastosowaniem niestosowanego dotychczas w danym zakładzie górniczym systemu wybierania. Co prawda, georeaktor podziemny nie jest ścianą rozumianą w pojęciu klasycznych metod eksploatacji, ale z pewnością projektowany system wybierania nigdy nie był stosowany w żadnej kopalni. Organ nadzoru górniczego, jakim w przypadku kopalni Wieczorek jest Dyrektor Okręgowego Urzędu Górniczego w Katowicach, wydanie zgody na rozpoczęcie prowadzenia eksperymentu uzależnił, podobnie, jak w przypadku klasycznej eksploatacji, od wprowadzenia koniecznych zmian w zatwierdzonym Planie ruchu zakładu górniczego oraz opracowania stosownego projektu technicznego, który powinien uzyskać pozytywną opinię wydaną przez Komisję ds. Zagrożeń Naturalnych w Podziemnych Zakładach Górniczych Wydobywających Węgiel Kamienny. Opracowano, zatwierdzony przez kierownika ruchu zakładu górniczego, Projekt techniczny prowadzenia eksperymentalnej eksploatacji parceli pokładu 501 z zastosowanie procesu podziemnego zgazowania węgla w KHW S.A. KWK Wieczorek i wystąpiono do Komisji z wnioskiem o jego zaopiniowanie. Po uzyskaniu wymaganej opinii, do Dyrektora Okręgowego Urzędu Górniczego w Katowicach przesłano wniosek o zatwierdzenie dodatku do Planu ruchu zakładu górniczego, dotyczącego wprowadzenia zmian w punktach mających związek z prowadzeniem eksperymentu wraz z projektem technicznym. Dodatek zatwierdzony w dniu r. stanowi podstawę do wydania zgody na rozpoczęcie działań. Oczywiście, w zakresie uwarunkowań formalnoprawnych obowiązujących w zakładzie górniczym konieczne było także opracowanie innych dokumentów niezbędnych do: prowadzenia typowych robót udostępniających i przygotowawczych, związanych z drążeniem chodnika badawczego i wierceniem otworów wielkośrednicowych dodatki do Planu ruchu zakładu górniczego, projekty i dokumentacje techniczne drążenia i wiercenia, urządzeń transportowych, układów transportu urobku, budowy części powierzchniowej instalacji dodatek do Planu ruchu zakładu górniczego, uzyskanie pozwolenia budowlanego. Zgodnie z wymogami 6 Rozporządzenia Ministra Gospodarki... w każdym zakładzie górniczym jest opracowany tzw. dokument bezpieczeństwa, będący zbiorem wewnętrznych regulacji oraz dokumentów umożliwiających ocenę i dokumentowanie ryzyka zawodowego, a także stosowania niezbędnych środków profilaktycznych zmniejszających to ryzyko w zakładzie górniczym. W związku z planowanym rozpoczęciem prac związanych z eksperymentalnym zgazowaniem węgla, nieprowadzonym dotychczas w kopalni, dokonano stosownych zapisów w dokumencie. Między innymi, dotyczyły one oceny i dokumentowania ryzyka dla miejsc i stanowisk pracy. Ze względu na nowatorski charakter przedsięwzięcia, w celu uwzględnienia wszelkich aspektów ryzyka możliwych do zidentyfikowania na etapie przygotowań do jego przeprowadzenia, w Głównym Instytucie Górnictwa opracowano obszerny dokument pt. Analiza i ocena ryzyka procesowego dla podziemnej instalacji zgazowania węgla w KWK Wieczorek. Zawiera on szczegółowe analizy odnoszące się do: identyfikacji źródeł zagrożeń i awarii, scenariuszy zdarzeń wypadkowych i awaryjnych, szacowania ryzyka metodami ilościowymi i jakościowymi, całościowej oceny ryzyka wpływu procesu na instalację i otoczenie, możliwości redukcji i kontroli ryzyka. W zakresie związanym z uwarunkowaniami dotyczącymi środowiska naturalnego opracowano wymagane dokumentacje i wnioski, konieczne do:

12 Nr 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY 9 uzyskania pozwolenia wodno-prawnego na wprowadzanie do obcej kanalizacji ścieków przemysłowych pochodzących z instalacji PZW, uzyskania decyzji o środowiskowych uwarunkowaniach działania infrastruktury powierzchniowej instalacji PZW, zgłoszenia instalacji mogącej negatywnie oddziaływać na środowisko poprzez emisję zanieczyszczeń do atmosfery. Oprócz przedstawionych projektów i dokumentacji koniecznych do spełnienia wymogów formalnoprawnych dotyczących rozpoczęcia i bezpiecznego prowadzenia ekspe- Tablica 1. Zbiorcze zestawienie dokumentacji koniecznych do opracowania w celu przygotowania i bezpiecznego przeprowadzenia eksperymentalnego zgazowania węgla w partii pokładu 501 kopalni Wieczorek Table 1. Summary of documentation to be prepared in order to execute safe implementation of the experimental underground coal gasification in the batch of coal seam no. 501 of Wieczorek mine Lp. Wyszczególnienie Cel opracowania Opracowanie dokumentacji wniosku do Ministerstwa Gospodarki w Objęcie prac związanych z prowadzeniem eksperymentu przepisami ustawy 1. sprawie zainicjowanie działań dotyczących wydania Rozporządzenia z dnia 4 lutego 1994 r. Prawo geologiczne i górnicze (Dz. U z późn. Rady Ministrów. zm.) Opracowanie dokumentacji wniosku do Prezesa Wyższego Urzędu Górniczego w sprawie udzielenia zezwolenia na odstępstwo od wymogów 334 Rozporządzenia Ministra Gospodarki w sprawie bezpieczeństwa i higieny pracy, prowadzenia ruchu oraz specjalistycznego zabezpieczenia przeciwpożarowego w podziemnych zakładach górniczych. Opracowanie Projektu technicznego prowadzenia eksperymentalnej eksploatacji parceli pokładu 501 z zastosowanie procesu podziemnego zgazowania węgla w KHW S.A. KWK Wieczorek. Opracowanie dokumentacji wniosku do Komisji ds. Zagrożeń Naturalnych w Podziemnych Zakładach Górniczych Wydobywających Węgiel Kamienny w prawie zaopiniowania Projektu technicznego.... Opracowanie dokumentacji wniosków do Dyrektora Okręgowego Urzędu Górniczego w sprawie zatwierdzenia dodatków do Planu ruchu zakładu górniczego. Opracowanie projektów technicznych i technologii prowadzenia robót górniczych związanych z udostępnieniem georeaktora w partii pokładu 501. Opracowanie dokumentacji wniosku do organu nadzoru budowlanego Dyrektora Okręgowego Urzędu Górniczego w sprawie uzyskania pozwolenia budowlanego na budowę powierzchniowej części instalacji zgazowania węgla. Wprowadzenie zmian w zapisach Dokumentu bezpieczeństwa i ochrony zdrowia pracowników zatrudnionych w ruchu zakładu górniczego. Opracowanie dokumentu Analiza i ocena ryzyka procesowego dla podziemnej instalacji zgazowania węgla w KWK Wieczorek. Uzyskanie zezwolenia na odstępstwo spełnienia wymogów 334 Rozporządzenia Ministra Gospodarki w sprawie bezpieczeństwa i higieny pracy, prowadzenia ruchu oraz specjalistycznego zabezpieczenia przeciwpożarowego w podziemnych zakładach górniczych (Dz. U z późn. zm.). Spełnienie wymogów 42 Rozporządzenia Ministra Gospodarki w sprawie bezpieczeństwa i higieny pracy, prowadzenia ruchu oraz specjalistycznego zabezpieczenia przeciwpożarowego w podziemnych zakładach górniczych (Dz. U z późn. zm.). Uzyskanie pozytywnej opinii specjalistycznej komisji odnośnie opracowanego Projektu technicznego prowadzenia eksperymentalnej eksploatacji parceli pokładu 501 z zastosowanie procesu podziemnego zgazowania węgla w KHW S.A. KWK Wieczorek, zawierającego wszelkie aspekty dotyczące bezpieczeństwa pracy i technicznego sposobu przeprowadzenia eksperymentu. Spełnienie wymogów ustawy z dnia 9 czerwca 2011 r. Prawo geologiczne i górnicze (Dz. U ). Spełnienie wymogów 42 Rozporządzenia Ministra Gospodarki w sprawie bezpieczeństwa i higieny pracy, prowadzenia ruchu oraz specjalistycznego zabezpieczenia przeciwpożarowego w podziemnych zakładach górniczych (Dz. U z późn. zm.). Spełnienie wymogów Art. 28 ustawy z dnia 7 lipca 1994 r. Prawo budowlane (Dz. U z późn. zm.). Spełnienie wymogów 6 Rozporządzenia Ministra Gospodarki w sprawie bezpieczeństwa i higieny pracy, prowadzenia ruchu oraz specjalistycznego zabezpieczenia przeciwpożarowego w podziemnych zakładach górniczych (Dz. U z późn. zm.). Konieczność szczegółowego rozpatrzenia wszelkich aspektów związanych z ryzykiem prowadzenia technologii zgazowania węgla, niestosowanej dotychczas w podziemnych wyrobiskach czynnej kopalni. Opracowanie dokumentacji wniosku do Prezydenta Miasta Dąbrowa Górnicza o wydanie pozwolenia wodno-prawnego na wprowadzanie Spełnienie wymogów Art. 120 ust. 1 pkt 10, ustawy z dnia 18 lipca 2001 r. do kanalizacji Koksowni Przyjaźń w Dąbrowie Górniczej ścieków Prawo wodne (Dz. U z późn. zm.). przemysłowych pochodzących z powierzchniowej instalacji zgazowania węgla. Opracowanie dokumentacji wniosku do Wydziału Kształtowania Środowiska UM Katowice o wydanie decyzji o środowiskowych uwarunkowaniach. Opracowanie dokumentacji zgłoszenia do Wydziału Kształtowania Środowiska UM Katowice instalacji mogącej negatywnie oddziaływać na środowisko emisja do atmosfery. Opracowanie projektu technicznego infrastruktury powierzchniowej instalacji zgazowania. Opracowanie projektu technicznego podziemnej części instalacji zasilających i odbioru gazu z instalacji PZW na odcinku georeaktor szyb Wschodni. Przygotowanie końcowej dokumentacji powykonawczej z protokołami odbioru technicznego. Spełnienie wymogów Art. 71 Ustawy z dnia 3 października 2008 r. o udostępnianiu informacji o środowisku i jego ochronie, udziale społeczeństwa w ochronie środowiska oraz o ocenach oddziaływania na środowisko (Dz. U z późn. zm.). Spełnienie wymogów Art. 152 ustawy z dnia 27 kwietnia 2001 r. Prawo ochrony środowiska (Dz. U z późn. zm.). Konieczność opracowania szczegółowych projektów technicznych wykonania i montażu poszczególnych podzespołów powierzchniowej części instalacji. Konieczność opracowania szczegółowych projektów technicznych wykonania i montażu poszczególnych podzespołów podziemnej części instalacji. Spełnienie wymogów 31 Rozporządzenia Ministra Gospodarki w sprawie bezpieczeństwa i higieny pracy, prowadzenia ruchu oraz specjalistycznego zabezpieczenia przeciwpożarowego w podziemnych zakładach górniczych (Dz. U z późn. zm.).

13 10 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2014 rymentu, konieczne było także opracowanie szczegółowych projektów technicznych wykonania i montażu poszczególnych podzespołów instalacji. W tym zakresie specjalistyczne firmy zewnętrzne opracowały: projekt techniczny całej infrastruktury naziemnej pilotowej instalacji PZW, projekt techniczny podziemnej części instalacji zasilających i odbioru gazu z instalacji PZW na odcinku georeaktor szyb Wschodni, w skład którego wchodziły szczegółowe projekty wykonawcze dotyczące m.in.: schematów technologiczno-pomiarowych, wykazów i rozmieszczenia aparatury, urządzeń, rurociągów, punktów pomiarowych i urządzeń automatyki, zasilania i zbierania danych z punktów kontrolno-pomiarowych, dokumentacji konstrukcyjno-budowlanej mocowania i podwieszania rurociągów, zaprojektowania, wykonania i zabudowy separatorów gazu. Kolejnym dokumentem, jaki był konieczny do opracowania przed rozpoczęciem eksperymentu, było przygotowanie tzw. dokumentacji powykonawczej, zawierającej protokoły zabudowy i odbioru wszystkich elementów instalacji, stwierdzających zgodność ich wykonania z opracowanymi projektami technicznymi. Jej najważniejszą częścią był protokół komisyjnego odbioru końcowego instalacji, dokonanego przed uruchomieniem procesu. Jak wynika z przedstawionego opisu przygotowań związanych z zaprojektowaniem i bezpiecznym przeprowadzeniem eksperymentalnego procesu zgazowania węgla w podziemnych wyrobiskach czynnej kopalni, zrealizowanych w aspekcie projektowo-dokumentacyjnym, dotyczyły one wielu różnych zagadnień. W celu ich bardziej przejrzystego zaprezentowania, zestawiono je zbiorczo w tablicy Podsumowanie Zaprezentowany w artykule zestaw, dokumentacji i projektów technicznych jest bardzo obszerny. Należy stwierdzić, że ze względu na to, że dotychczasowe wymogi prawne nie odnoszą się do prowadzenia eksploatacji z wykorzystaniem procesu PZW, jest niejako eksperymentalny i może jeszcze ulec zmianie. W przypadku uzyskania pomyślnych wyników badań i prób realizowanych w czasie eksperymentu, pozwalających na ich wdrożenie na skalę przemysłową, pilną koniecznością stanie się prawne uregulowanie możliwości prowadzenia podziemnego zgazowania węgla. Ze względu na to, że zgazowanie węgla raczej nie może być traktowane jako pozyskiwanie kopaliny w rozumieniu klasycznych, stosowanych dotychczas metod, na pewno pierwszym krokiem powinno być wystąpienie do odpowiednich organów ustawodawczych z wnioskiem o umieszczenie odpowiednich zapisów w ustawie Prawo geologiczne i górnicze oraz w przepisach wykonawczych do niej. Pozwoli to na usunięcie barier utrudniających lub wręcz uniemożliwiających prowadzenie technologii podziemnego zgazowania węgla na skalę przemysłową [2]. Należy mieć także na uwadze, że w zależności od treści nowo utworzonych wymogów prawnych, oprócz dokumentów zaprezentowanych w artykule, przygotowywanych w trakcie przygotowań do prac w kopalni Wieczorek, może zajść także np. konieczność opracowania dodatków do Dokumentacji geologicznej złoża oraz Projektu zagospodarowania złoża, a być może również wystąpienia z wnioskiem o wprowadzenie zmian w udzielonych koncesjach. Publikacja została opracowana w ramach Zadania badawczego Opracowanie technologii zgazowania węgla dla wysokoefektywnej produkcji paliw i energii elektrycznej" finansowanego przez Narodowe Centrum Badań i Rozwoju w ramach strategicznego programu badań naukowych i prac rozwojowych Zaawansowane technologie pozyskiwania energii". Literatura: 1. Dubiński J., Turek M.: The mining, technical, legal and organizational aspects of underground coal gasification case study KHW S.A. Hard Coal Mine Wieczorek, Proc. 23rd World Mining Congress 2013, Montreal, Canada; Journal of Business Economics and Management, Dulewski J., Gisman P., Wolny K.: Kierunki zmian prawa geologicznego i górniczego w aspekcie dostosowania do podziemnego zgazowania węgla, Przegląd Górniczy nr 2/ Knechtel J., Krause E., Świądrowski J.: Ocena zagrożenia temperaturowego w wyrobiskach, w których zabudowany będzie rurociąg transportujący produkty wytworzone w georeaktorze podziemnego zgazowania węgla w Górnicze zagrożenia naturalne Zagrożenia i technologie., Kabiesz J. (red.), Wydawnictwo GIG, Katowice Rozporządzenie Ministra Gospodarki z dnia 28 czerwca 2002 r. w sprawie bezpieczeństwa i higieny pracy, prowadzenia ruchu oraz specjalistycznego zabezpieczenia przeciwpożarowego w podziemnych zakładach górniczych, Dz. U z późn. zm. 5. Turek M.: Podstawy podziemnej eksploatacji pokładów węgla kamiennego, Wydawnictwo GIG, Katowice Ustawa z dnia 4 lutego 1994 r. Prawo geologiczne i górnicze, Dz. U Ustawa z dnia 9 czerwca 2001 r. Prawo geologiczne i górnicze, Dz. U

14 Nr 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY 11 UKD : : Wykorzystanie danych SAR do obserwacji deformacji terenu spowodowanych działalnością górniczą w rejonie Górnośląskiego Zagłębia Węglowego. Wyniki projektu DORIS (EC-FP7) Application of SAR data for the monitoring of ground deformations caused by mining activities in the area of the Upper Silesian Coal Basin. The results of DORIS project (EC-FP7) Prof. dr hab. Marek Graniczny* ) mgr inż. Zbigniew Kowalski* ) mgr inż. Maria Przyłucka* ) dr inż. Albin Zdanowski* ) Treść: W artykule zaprezentowano wykorzystanie metod interferometrii satelitarnej (PSInSAR i DInSAR) dla obserwacji deformacji powierzchni terenu na obszarze Górnośląskiego Zagłębia Węglowego (GZW). Prezentowane wyniki zostały pozyskane w trakcie realizacji projektu DORIS (ECFP 7, Grant Agreement n , Większość satelitarnych danych interferometrycznych przetworzono w wyspecjalizowanej firmie Tele Rilevamento Europa T. R. E, we Włoszech. Dane te pochodziły z różnych satelitów, takich jak: ERS 1 i 2, ENVISAT, ALOS- PALSAR oraz TerraSAR-X i objęły trzy pasma zakresu widma mikrofal (SAR): L, C oraz X. Archiwalne dane pasma C z satelitów Europejskiej Agencji Kosmicznej objęły obserwację przemieszczeń powierzchni terenu w okresie od 1992 do 2010, w dwóch oddzielnych pakietach danych z przedziałów czasowych oraz Jako obszary testowe dla obserwacji przemieszczeń na terenach zamkniętych kopalń wybrano Kopalnie Węgla Kamiennego Sosnowiec i Saturn, które zakończyły działalność w 1995 i 1997 r. Pomimo bieżącego wypompowywania wód z zamkniętych kopalni ich poziom podniósł się o kilkadziesiąt metrów. W związku z powyższym, wskutek zmian ciśnienia piezometrycznego i jego oddziaływania na górotwór zaobserwowano podnoszenie powierzchni terenu. Analiza danych z pasm L i X pozwoliła z kolei na śledzenie w ciągu kilku miesięcy przebiegu zmian podziemnego frontu robót, który odzwierciedlał się na powierzchni terenu, na przetworzonych zobrazowaniach radarowych. Analizę taką przeprowadzono w rejonie KWK Halemba-Wirek. Najbardziej efektywne w tym zakresie okazały się wysoko rozdzielcze dane TerraSAR-X, * ) Państwowy Instytut Geologiczny-Państwowy Instytut Badawczy, Warszawa.

15 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2014 przetwarzane przy pomocy algorytmu SqueeSAR. Serie czasowe PS pasma X pomogły zidentyfikować bardzo niewielkie przemieszczenia, natomiast uzupełniające dane na temat większych przemieszczeń (w zakresie kilkudziesięciu centymetrów) można było uzyskać dzięki analizie prążków interferometrycznych. Uzyskane rezultaty dowiodły, że przemieszczenia powierzchni terenu w rejonie zamkniętych kopalń zachodzą bardzo długo i znacznie przekraczają okres 5 lat, który oficjalnie uznawany jest za granicę bezpieczeństwa i dopuszczają dowolne zagospodarowanie tych obszarów. Abstract: The application of satellite interferometric methods (PSInSAR and DInSAR) for observations of ground deformations in the Upper Silesian Coal Basin (Southern Poland) is the subject of this paper. The presented results were obtained during implementation of the DORIS project (EC FP7, Grant Agreement n , Several InSAR datasets were analysed in this area. Most of them were processed by Tele-Rilevamento Europe - T.R.E. s.r.l. Italy. The sets of data came from different SAR satellites: ERS 1 and 2, ENVISAT, ALOS- PALSAR and TerraSAR-X and cover three different SAR bands (L, C and X). Archival data from C-band European Space Agency satellites ERS and ENVISAT, allowed to obtain information on ground movement from 1992 to 2010 in two separate datasets ( and ). As an example of ground motion upon inactive mining areas, two coal mines were selected: Sosnowiec and Saturn where exploitation of coal mine stopped in 1995 and 1997, respectively. Despite of well pumping after the closure of the mines, underground waters returned to the natural horizon, raising up several dozen meters; the high permeability of hydrogeological subregion and an insufficient water withdrawal from the abandoned mines. The analysis of interferometric L and X-band data in the Upper Silesia has enabled observation and monitoring of the underground mining front in a period of several months. It was indicated at the example from Halemba-Wirek coal mine. The analysis of the TerraSAR X dataset, processed by SqueeSAR algorithms proved to be the most effective for this purpose. X-band PSI time series can help to identify small, seemingly, negligible movements and are successfully supplemented by fringes when a displacement becomes significant. The obtained results on ground deformation proved that ground motion above the abandoned mines continues long after their closure. Therefore, the existing regulations stating that abandoned mines are considered as fully safe, in five years after mine closure, should be changed. Moreover, it should be emphasized that constructions in these area should be avoided as potential risk exists. Key words: InSAR, deformacja powierzchni terenu, górnictwo, wody podziemne, DInSAR, PSInSAR, Górnośląskie Zagłębie Węglowe (GZW) Słowa kluczowe: InSAR, ground deformations, mining, groundwaters, monitoring, DInSAR, PSInSAR, Upper Silesian Coal Basin 1. Wprowadzenie Celem projektu DORIS ( było stworzenie serwisu internetowego umożliwiającego dostęp do informacji na temat monitoringu, przewidywania mobilności i deformacji powierzchni terenu w różnej skali czasowej i przestrzennej oraz różnych warunkach fizjograficznych uzyskanych przy zastosowaniu technik teledetekcyjnych. W szczególności skoncentrowano się na dwóch rodzajach deformacji terenu spowodowanych osiadaniem oraz powierzchniowymi ruchami masowymi. W tym celu na terenie Europy wybrano tereny testowe charakteryzujące się odmienną typologią, budową geologiczną i dynamiką przemieszczeń. Projekt był realizowany na terenie pięciu krajów: Hiszpanii, Polski, Szwajcarii, Węgier i Włoch. W przypadku Polski zaproponowano Górnośląskie Zagłębie Węglowe (GZW) i skupiono się na problematyce osiadania terenu. Aktualnie na obszarze GZW jest czynnych ponad trzydzieści Kopalń Węgla Kamiennego (KWK), które eksploatują rocznie około 70 milionów ton węgla. Teren testowy objęty badaniami projektu DORIS objął centralną część GZW, gdzie funkcjonują czynne kopalnie w pobliżu Katowic, Zabrza i Rudy Śląskiej (rys. 1) Ryc. 1. Lokalizacja badanego obszaru Górnośląskiego Zagłębia Węglowego Fig. 1. Location of the study area in the Upper Silesian Coal Basin

16 Nr 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY 13 Podziemna eksploatacja górnicza jest przyczyną osiadań powierzchni terenu, które sięgają kilku centymetrów na miesiąc, ale w niektórych przypadkach nawet do centymetra w ciągu jednego dnia. Działalność górnicza, prowadzona od przeszło 200 lat, spowodowała zaburzenie równowagi górotworu, a powstałe naprężenia powodują na wszystkich powierzchniach wyrobiska pojawianie się sił działających w kierunku powstałej w górotworze pustki. Siły te określa się ogólną nazwą naprężenia górotworu. Naprężenie górotworu powoduje pękanie i odspajanie skał na powierzchniach wyrobiska, doprowadzając niejednokrotnie do jego uszkodzenia, a nawet zniszczenia. Intensywność tej działalności zależy od: czynników naturalnych, tj. głębokości położenia wyrobiska, własności fizykomechanicznych skał, w których je wykonano, zaburzeń tektonicznych i stosunków wodnych, charakteru samego wyrobiska, tj. jego wielkości, kształtu, sposobu drążenia, itp., a więc zależnych od człowieka projektującego i wykonującego wyrobisko górnicze. W efekcie tych zjawisk dochodzi do przekształceń powierzchni terenu, takich jak: osiadania terenu (zapadliska i niecki osiadań). Są one zazwyczaj związane z podziemną eksploatacją węgla. podtopienia i zalewiska. wstrząsy górotworu. Systematyczne obserwacje sejsmiczne prowadzone są na Górnym Śląsku od około 60 lat. Główny Instytut Górnictwa (GIG) w Katowicach prowadzi rejestr wstrząsów górniczych na podstawie danych otrzymywanych z Górnośląskiej Regionalnej Sieci Sejsmicznej (GRSS) oraz Sejsmologicznej Sieci Górniczej (KSS). Zagrożenia związane z osiadaniami na terenie GZW są zazwyczaj związane z podziemną eksploatacja górniczą. W takich przypadkach na powierzchni terenu powstają liczne zagłębienia i zapadliska, których głębokość może sięgać dziesiątków metrów. Mogą być one wypełnione wodą, co ma niewątpliwy wpływ na lokalne warunki hydrogeologiczne. Obszary takie są szczególnie narażone w trakcie powodzi, tworząc wewnętrzne niecki osiadań i bezodpływowe baseny. Osiadania powodują również zniszczenia infrastruktury wodnej, gazowej, elektrycznej oraz ściekowej powodując uszkodzenia sieci kanalizacyjnej. Naturalnym obrazem na obszarze GZW jest widok domów wzmocnionych żelaznymi sztabami bądź kotwami. Pomimo tych zabezpieczeń na elewacjach wielu domów zauważalne są liczne pęknięcia i szczeliny. Dlatego też zbieranie systematycznych obserwacji na temat niestabilności powierzchni terenu na tych obszarach jest niezwykle istotne, ponieważ powinno być ono uwzględnione w opracowywanych planach zagospodarowania przestrzennego. W ostatnich latach pojawiła się niezwykle atrakcyjna metoda monitoringu deformacji powierzchni terenu, bazująca na zdjęciach satelitarnych wykonywanych w zakresie mikrofal. Jest to dyferencyjna interferometria radarowa (DInSAR). Metodę tę z powodzeniem zastosowano na terenach aktywnych sejsmicznie, tektonicznie oraz wulkanicznych [10, 12]. Jak każda metoda nie była ona idealna z powodu niewystarczającej rozdzielczości przestrzennej, niskiej koherencji, charakterystycznej dla obszarów pokrytych zwartą roślinnością, oraz zakłóceń wynikających z warunków atmosferycznych [3, 13]. Dlatego też została wkrótce udoskonalona i rozwinięta na Politechnice w Mediolanie. Nową metodę nazwano Permanent Scatteres Interferometry (PSInSAR), co można upraszczając przetłumaczyć jako Interferometrię Stabilnych Rozpraszaczy [4, 7, 8]. Metoda DInSAR została również udoskonalona do tak zwanej wersji wieloczasowej [1, 2 15]. W odróżnieniu od pierwotnej wersji pozwala ona na analizę geologiczną niestabilności stoków i osiadań w skali subregionalnej i lokalnej. Z kolei metoda PSInSAR umożliwia identyfikację licznych punktów PS (stabilnych rozpraszaczy), z których można odczytać niezwykle precyzyjne informacje na temat przemieszczeń powierzchni terenu. Biorąc pod uwagę powtarzalny charakter informacji satelitarnych oraz pokrycie dużego obszaru, z reguły jest możliwe uzyskanie dziesiątków tysięcy punktów pomiarowych PS, które zazwyczaj odzwierciedlają różne zabudowania i inne elementy infrastruktury miejskiej i przemysłowej. Zakładając powtarzalność rejestracji danych i pokrycie dużego obszaru przez detektory satelitarne oraz fakt, że PS są zazwyczaj rejestrowane na dachach budynków lub innych obiektach infrastruktury budowlano-przemysłowej, metoda ta znajduje przede wszystkim zastosowanie w aglomeracjach miejskich, a więc tam, gdzie prowadzenie pomiarów za pomocą tradycyjnych metod geodezyjnych czy GPS jest utrudnione [9]. Efektywność metody PSInSAR dla monitoringu deformacji terenu została potwierdzona na licznych przykładach w różnych częściach świata ( Dane PS mogą być pomocne do: identyfikacji i wyznaczenia obszarów, na których zachodzą powolne deformacje terenu, określenia szybkości przemieszczeń (z milimetrową precyzją), identyfikacji źródeł niestabilności terenu przy pomocy wizji terenowej in situ oraz danych satelitarnych wykonanych w różnych przedziałach czasowych. Różne przykłady monitoringu deformacji terenu metodami interferometrii satelitarnej zostały przedstawione w atlasie Terrafirmy, opublikowanym w 2009 r. [14]. Zawarto w nim przykłady 54 terenów testowych z całej Europy, w tym z Górnego Śląska. Poza przykładami z Polski znalazły się tam również dwa inne dotyczące obszarów górnictwa węglowego Stoke on Trent (Wielka Brytania) oraz Liege (Belgia). W rejonie Stoke on Trent prowadzono eksploatację węgla kamiennego zarówno metodą podziemną, jak i odkrywkową. Zmiany powierzchni terenu w tym obszarze zachodziły w trakcie działalności górniczej, jak również po jej zaprzestaniu, co było głównie związane ze zmianą warunków hydrogeologicznych. Wyeksploatowane wyrobiska i korytarze zostały wypełnione podsadzką, co nie powstrzymało procesu osiadania, ale wyraźnie zmniejszyło jego wielkość. Ponadto górotwór był poddany tektonicznym ruchom tensji i kompresji. Na interferometrycznym obrazie tego terenu widoczne są zarówno ruchy obniżające, jak i podnoszące. Podnoszenie zaznacza się głównie na terenie dawniej zlikwidowanych kopalń i jest najprawdopodobniej odzwierciedleniem elastycznego odprężenia związanego ze zwiększonym zasilaniem wód podziemnych. Osiadania są związane z obszarami, gdzie kopalnie zostały zamknięte niedawno, a zwłaszcza tam, gdzie występują aluwialne grunty ściśliwe (charakteryzujące się zmniejszeniem objętości pod wpływem przyłożonego obciążenia) oraz gdzie w podłożu występują osady solne [5]. Miasto Liege jest położone na terenie dawnych kopalń węgla kamiennego. W rejonie tym występują również zjawiska krasowe (leje i zapadliska). Po zamknięciu kopalń zaobserwowano zjawisko podnoszenia się wód podziemnych, co było przyczyną podtopień i różnych szkód górniczych, spowodowanych zarówno osiadaniem, jak i podnoszeniem się terenu. Powtarzające się katastrofy budowlane doprowadziły do zmian legislacyjnych. Główne deformacje i ruchy powierzchni terenu zostały zidentyfikowane na płaszczyźnie aluwialnej wokół Mozy (osiadanie) oraz w centrum miasta i na okalających go wzgórzach (podnoszenie). Ruchy osiadające związane są z nieczynnymi kopalniami oraz gruntami aluwialnymi poddanymi kompresji, natomiast podnoszenie wiąże się

17 14 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2014 ze zwiększeniem ciśnienia hydrostatycznego. Odnotowano również związek pomiędzy podwyższonymi wartościami PS a miejscami współczesnych procesów krasowych i zasilaniem wód na terenie zamkniętych kopalń [6]. Dwa omówione przykłady, jak również obszar Górnośląskiego Zagłębia Węglowego, są idealnym poligonami do zastosowania technologii satelitarnej interferometrii radarowej. W artykule zaprezentowano kilka wybranych przykładów dotyczących m.in. możliwości monitoringu podziemnych frontów eksploatacyjnych na przykładzie KWK Halemba- Wirek oraz podnoszenia gruntu wskutek zmiany warunków hydrogeologicznych na terenach zamkniętych KWK Sosnowiec i Saturn. 2. Charakterystyka danych interferometrycznych Analizowany obszar badawczy obejmuje 460 km² i jest zawarty pomiędzy aglomeracjami miejskimi Zabrza, Sosnowca, Mysłowic i Katowic. Przeprowadzono tutaj interpretację szeregu zbiorów danych InSAR. Większość z nich została przetworzona przez firmę włoską Tele-Rilvamento Europa - T.R.E. s.r.l. w ramach projektu DORIS. Zestawy danych obejmowały trzy zakresy widmowe SAR (X 2,4 3,8 cm, C 3,8 7,5 cm oraz L 15,0 30,0 cm) i zostały przetworzone zarówno w module DInSAR, gdzie deformacje są przedstawione w postaci obrazów rastrowych prążków interferometrycznych, jak również PSInSAR, gdzie przemieszczenia są przedstawione w postaci zestawów PS. Dane z zakresu C objęły przetwarzanie 70 zstępujących scen satelitarnych ERS z okresu oraz 31 zstępujących scen satelitarnych ENVISAT z okresu W wyniku przetwarzania zarejestrowano punktów PS w przypadku satelitów ERS oraz punktów PS dla satelitów ENVISAT. Wielkość przemieszczeń wahała się od -40 do + 7 mm w ciągu roku. Większe przemieszczenia nie mogą być zarejestrowane w tym paśmie z uwagi na długość fali oraz nieliniowy charakter zmian powierzchni terenu. Dlatego też w centralnej część obszaru charakteryzującej się większymi przemieszczeniami nie zanotowano punktów PS. Aby uzupełnić informacje na temat osiadania wykonano dwa interferogramy metodą dyferencyjną na podstawie danych z satelitów ERS i ENVISAT. Interferogramy te przedstawiają w obu przypadkach przemieszczenia większe, nie ujawnione za pomocą metody PSInSAR. W przypadku pasma X przetworzono 30 scen satelity TerraSAR-X z okresu 05/07/ /06/2012. Zarejestrowano punktów PS, które wskazały na przemieszczenia powierzchni terenu w zakresie od -337 do +57 mm na rok. Krótszy zakres mikrofal pasma X oraz częstsza powtarzalność satelity (11 dni), wynikająca z innej orbity, w porównaniu do satelitów ERS czy Envisat spowodowały uzyskanie dużego zbioru danych punktów PS, który wskazał większy zakres przemieszczeń. Niemniej jednak również zestaw danych TerraSAR-X zawiera obszary bez punktów PS, co sugeruje prawdopodobnie obecność większych przemieszczeń lub brak koherencji na obszarach pokrytych roślinnością. Na podstawie danych TerraSAR-X wykonano również 28 interferogramów otrzymując dodatkowe informacje na temat przemieszczeń powierzchni terenu. Dane pasma X zostały również przetworzone według nowego algorytmu SqueeSAR [9], opracowanego przez Tele-Rilevamento Europa (TRE.s.r.l.). Oprogramowanie to zasadniczo różni się od stosowanego uprzednio PSInSAR. W poprzedniej metodzie wykorzystywano analizę Permanent Scatterers (PS), czyli stabilnych rozpraszaczy W praktyce są to zarejestrowane punkty odbicia fal radarowych z budynków, mostów, zapór, wiaduktów, obiektów metalowych (anten, rurociągów), jak również obiektów naturalnych, takich jak wychodnie, wyrobiska itp. W nowej metodzie (oprogramowaniu) uwzględnia się również tak zwane Distributed Scatterers (DS), co można przetłumaczyć jako rozprzestrzenione rozpraszacze, zbierające również informację z otoczenia PS. Nowa metoda skutkuje zebraniem znacznie większej informacji w porównaniu z metodą PSInSAR. W związku z powyższym metody interferometrii satelitarnej mogą być z powodzeniem zastosowane nie tylko dla terenów zurbanizowanych i przemysłowych, ale również poza nimi. Ważną zaletą nowego algorytmu jest uzyskanie dużej gęstości punktów PS i DS, około punktów na km² oraz wysoka precyzja pomiarów. Do analizy wykorzystano również 5 interferogramów wygenerowanych ze scen satelitarnych ALOS-PALSAR operującego w paśmie L. Dane te pozyskano w trakcie realizacji projektu Terrafirma (ESRIN/Contract no /03/I-IW). Zostały one przetworzone przez szwajcarską firmę GAMMA Remote Sensing and Consulting AG. Obejmują one okres od do w interwałach 45-, 92- i 138- dniowych. Zebrany bogaty zestaw danych obejmujący różne przedziały czasowe oraz różne pasma mikrofal okazał się niezwykle przydatny dla obserwacji wielu różnych zjawisk odzwierciedlających dynamikę powierzchni terenu na Górnym Śląsku. 3. Interpretacja danych interferometrycznych 3.1. Pasmo - C Archiwalne dane satelitów ERS i Envisat operujące w paśmie C pozyskano z Europejskiej Agencji Kosmicznej. Obejmują one, jak już wspomniano, dwa zestawy danych z lat oraz Pierwszy z nich stwarza możliwość uzyskania informacji na temat ruchów powierzchni terenu sprzed ponad 20 lat. Takie informacje są niezwykle cenne, ponieważ zdecydowana większość kopalni węgla kamiennego była wówczas czynna. Z kolei drugi zestaw pozwala na analizę dynamiki powierzchni terenu w okresie po zamknięciu kopalni. Praktycznie taka analiza, regionalna lub szczegółowa nie mogłaby zostać przeprowadzona za pomocą innych technik teledetekcyjnych lub naziemnych. Jako teren testowy do analizy porównawczej wybrano dwie byłe KWK Sosnowiec i Saturn. Wartości przemieszczeń na terenach górniczych tych kopalń wahają się w latach od +7 mm/rok do 40 mm/rok. Założono również, że obszary na których wartości PS kształtują się na poziomie od -2 to +2 mm/rok należy uznać za stabilne. KWK Sosnowiec pod tą nazwą funkcjonuje od 1945 r. Jej poprzednia nazwa to Hrabia Renard, gdzie eksploatację prowadzono już od 1876 r. Początkowo eksploatowano pięć pokładów węgla. Do roku 1905 eksploatację prowadzono systemem filarowym z zawałem stropu. Po tym roku wprowadzono podsadzkę hydrauliczną. System z zawałem stropu zastosowano ponownie po 1970 r. przy eksploatacji pokładu 409, gdzie po raz pierwszy zastosowano obudowy zmechanizowane. Eksploatację w KWK Sosnowiec zakończono 31 grudnia 1997 r. [11]. Obecnie wyrobiska kopalni są niedostępne, pozostał jedynie szyb Szczepan pełniący funkcję studni głębinowej do bieżącego sczerpywania wody. Poziom wody w szybie utrzymywany jest na rzędnej 140 m n.p.m., dopuszczalny poziom zwierciadła wody to 90 m n.p.m. KWK Saturn powstała z połączenia trzech kopalń. W 1973 r. połączono KWK Milowice i Czeladź, a dwa lata później dołączono do nich KWK Czerwona Gwardia. Nowo

18 Nr 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY 15 utworzona kopalnia nosiła początkowo nazwę Czerwona Gwardia, która została następnie zmieniona na Saturn. Na obszarze tej kopalni eksploatację węgla prowadzono już od 1822 r. W zależności od warunków zalegania poszczególnych pokładów eksploatację prowadzono systemem z zawałem stropu lub stosowano podsadzkę hydrauliczną. W latach równolegle z wydobyciem węgla prowadzono eksploatację złoża iłów montmorylonitowych (bentonitów) jako kopaliny towarzyszącej. W ostatnich latach eksploatacja była prowadzona na poziomach 180 i 320 m. Wydobycie węgla zakończono 31 grudnia 1995 r. Obecnie KWK Saturn ma jeszcze dostępnych około 6000 m wyrobisk i dwa szyby. Poziom wody utrzymywany jest na rzędnej 38 m n.p.m. Dopuszczalny poziom zwierciadła wody to 69 m. n.p.m. [11]. Za monitoring i prowadzenie odwodnienia na terenach zlikwidowanych kopalń odpowiada od roku 2001 Centralny Zakład Odwadniania Kopalń. Istnieją trzy systemy odwadniania kopalń: odwadnianie głębinowe, odwadnianie stacjonarne oraz system mieszany będący połączeniem obu systemów. W KWK Sosnowiec, zlikwidowanej w 1997 roku prowadzi się system odwadniania głębinowego. Natomiast w KWK Saturn, od roku 2004 w stanie likwidacji prowadzi się system odwadniania mieszany. W tablicy 1 pokazano dopływ wód do zlikwidowanych kopalń m.in. Sosnowiec i Saturn w latach Podano też przedziały zatopionych wyrobisk i dopuszczalny poziom wód. Na terenie zlikwidowanych kopalń poziom wód podziemnych podnosi się powracając do naturalnego stanu, w efekcie czego, pomimo ich ciągłego pompowania, obserwuje się nieznaczne podniesienie się terenu. Dane te doskonale zgadzają się z podnoszeniem się terenu uwidocznionym w danych interferometrii radarowej (rys. 2). Starszy zestaw danych PSInSAR z lat wskazuje na wartości od 4,0 mm do 0,0 mm, natomiast nowszy rejestruje wartości od 2,0 do +7,0 mm. Jest to wynik zmian powierzchni terenu początkowo osiadania, a następnie podnoszenia. Jeszcze lepiej jest to widoczne na wykresach czasowych wybranych punktów PS na terenie obu omawianych kopalni. Od dat ich zamknięcia zmiana tendencji osiadania terenu na podnoszenie jest bardzo wyraźna (rys. 2). Tablica 1. Dopływy wód do zlikwidowanych kopalni Sosnowiec i Saturn w okresie wraz z charakterystycznymi rzędnymi odwadniania i pojemnościami zbiorników wodnych (wg Czapik, 2009, informacja ustna) Table 1. Mine water inflow to the abandoned coal mines Sosnowiec and Saturn in with characteristic levels and water volumes in the flooded mines (according to Czapnik, 2009, oral information) KWK System odwadniania Dopływ wód w latach, m3/min Charakterystyczne rzędne (m.n.p.m.) Poziom dopuszczalny Przedziały zatopionych wyrobisk Objętość wody w zatopionych wyrobiskach, mln m3 Sosnowiec Głębino-wy (-200) - (-20) 4.50 Saturn mieszany (-130) - (-55) 7.40 Ryc. 2 Zestaw danych PSInSAR z rejonu KWK Sosnowiec i Saturn zamkniętych w latach 1997 i 1995, kolorowe punkty PS przedstawiaja wartości przemieszczeń, od czerwonych osiadanie do granatowych podnoszenie, w mm/rok. Zestaw A przedstawia dane z satelitów ERS obejmujące okres , natomiast zestaw B przedstawia dane z satelity ENVISAT z okresu (po zamknięciu obu kopalń). W dolnej części zamieszczono wykresy zmian czasowych wybranego punktu PS. Fig. 2. Example of C-band PSInSAR dataset over the parts of the areas of Sosnowiec and Saturn coal mines, abandoned in 1997 and 1995, respectively. ERS dataset (A) covers the period of , whereas ENVISAT dataset (B) covers the period of (after the closure of the two mines). On the bottom, time series of the randomly selected PS point is presented.

19 16 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2014 Innym czynnikiem wpływającym zapewne na podnoszeniem terenu w omawianym rejonie jest obecność iłów montmorylonitowych (bentonitów). Występują one w utworach seri paralicznej, a ich miąższość wynosi około 3 metry. Jak wiadomo, bentonity należą do grupy pęczniejących utworów ilastych. Pod wpływem nawodnienia ich objętość może wzrosnąć nawet ośmiokrotnie. Porównanie obszaru eksploatowanych złóż bentonitu w kopalni Saturn z obszarami najwyższego podnoszenia się punktów PS wskazuje na znaczną korelację. Przypuszczalnie utwory bentonitu występują również na przyległej kopalni Sosnowiec, gdzie zaznacza się również podnoszenie terenu Pasmo X Jak uprzednio wspomniano dane pasma X obejmują 30 scen zarejestrowanych pomiędzy lipcem 2011 a czerwcem 2012 r. Uzyskano ponad 10 razy więcej punktów PS niż na podstawie danych pasma C ERS i 25 razy więcej niż z danych pasma C ENVISAT. Porównanie danych pozyskanych z trzech wymienionych satelitów na obszarze KWK Halemba-Wirek przedstawiono na Ryc. 3. Co więcej, dane z pasma X umożliwiły śledzenie znacznie większych przemieszczeń w porównaniu z danymi pasma C. Na ich podstawie zarejestrowane osiadania w ciągu roku sięgały 340 mm w porównaniu do 40 mm w przypadku satelitów ERS i ENVISAT. Na tej podstawie można wysnuć wniosek, że dane pasma C są przydatne do określenia obszaru, pod wpływem działalności górniczej, na zewnątrz głównej niecki osiadań, natomiast na podstawie danych pasma X można precyzyjnie wyznaczyć samą nieckę osiadań. Interpretację niecek osiadań ułatwia analiza interferogramów dyferencyjnych. Na rysunku 4 można jednak zauważyć, że w centralnej części niecek nie ma punktów PS, co wskazuje bądź na bardzo duże wartości przemieszczeń, bądź ich nieliniowy charakter. Dlatego też przydatnym w takim przypadku jest analiza interferogramów dyferencyjnych. Stosunkowo krótki, 11-dniowy cykl powtarzalności danych z satelity TerraSAR X pozwolił na pozyskanie 28 kolejnych interferogramów. Widoczne są na nich prążki interferometryczne ( fringes ) przedstawione w skali barwnej, która umożliwia określenie wielkości przemieszczeń. Jeden pełny cykl barw (od czerwieni do czerwieni) wynosi 15 mm, co stanowi połowę długości fali pasma X. Pełny cykl oznacza więc przemieszczenie wielkości 15 mm w ciągu 11 dni. Kolejne pełne cykle oznaczają odpowiednio wartości 30, 45, 60 mm itd. W przypadku GZW prążki interferometryczne podlegają ciągłym zmianom w zależności od podziemnej aktywności górniczej i lokalizacji frontu robót. Jedne z nich wskazują na wysokie wartości przemieszczeń, a następnie po kilku miesiącach zanikają. Na ich podstawie można również określić czas i kierunek postępujących przemieszczeń. Inne są widoczne cały czas, a jeszcze inne pojawiają na nowo w określonym miesiącu, w kwietniu i październiku 2012 r. Najlepsze wyniki daje jednak łączna analiza punktów PS i prążków interferometrycznych. Ilustruje to dobrze przykład zaprezentowany na rysunku 4. Wykresy czasowe wybranych Ryc. 3 Porównanie zestawów danych PSInSAR pozyskanych z różnych satelitów, w rejonie KWK Halemba-Wirek : A ERS, pasmo C, B ENVISAT, pasmo C, C TerraSAR X, pasmo X. Kolorami zaznaczono punkty PS przedstawiające wartości przemieszczeń Fig. 3. Comparison of PSInSAR datasets from different satellites in the Halemba-Wirek mining area: on the top C-band: A. ERS and B. ENVISAT; on the bottom X-band: C. TerraSAR-X

20 Nr 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY 17 Ryc. 4. Przykład zestawu danych pasma X z obszaru KWK Halemba-Wirek. Interferogram dyferencyjny z przedziału czasu 19/05/ /05/2012 (A, B) został uzupełniony punktami PS (C). Prążki interferencyjne zidentyfikowane w różnych przedziałach czasowych oznaczono kolorowymi poligonami (C). Z prawej strony u dołu zamieszczono wykresy zmian czasowych wybranych punktów PS odnoszących się do obszarów zaznaczonych cyframi 1 i 2 na zobrazowaniu C Fig. 4. Example of X-band datasets in the coal mining area of Halemba-Wirek mine. Differential interferogram from 19 May May 2012 (A, B) is complemented by PSInSAR points (C). Appearance of fringes on the interferograms from various months is presented by coloured polygons (C). Time series on the bottom-right refers to random PS points selected near the areas 1 and 2 (C) PS w pobliżu niecki nr 1 wskazują przez cały analizowany okres stałą tendencję do osiadania, natomiast wykresy czasowe punktów PS w pobliżu niecki nr 2 do pewnego czasu wskazują na sytuację stabilną, a następnie na gwałtowne obniżenie terenu. Zazwyczaj, dane z PS pokazują określone trendy przemieszczeń wcześniej niż wynika to z obserwacji interferogramów. Jest to związane z faktem, że prążki interferometryczne pokazują tylko przemieszczenia większe niż 15 mm w ciągu 11 dni Pasmo L Podobne informacje na temat obserwacji zmian powierzchni terenu można uzyskać na podstawie danych z satelity ALOS PALSAR operującego w paśmie L. Z rejonu górniczego Halemba Wirek pozyskano pięć interferogramów dyferencyjnych z następujących okresów: ; ; ; ; Dla każdego interferogramu przedział czasowy wyniósł 46, 92 i 138 dni. Prążki interferometryczne wyznaczone z danych ALOS-a wskazujące na osiadanie powierzchni są nierozwinięte, w odróżnieniu od danych pasma X. Innymi słowy, skala barw pozwala na bezpośrednie określenie wielkości przemieszczeń bez potrzeby identyfikacji kolejnych prążków interferometrycznych. Przykład analizy interferogramów przedstawiono na rysunku 5. Przedstawiono tam część interferogramów obszaru górniczego Halemba- Wirek. Poszczególne prążki interferometryczne wyróżniające się barwą można zliczyć i scyfrować. Interpolacja poszczególnych prążków daje wyobrażenie na temat przemieszczeń, które zaszły w określonym przedziale czasowym interferogramu. Poszczególne wartości dla każdego interferogramu można zsumować. W ten sposób uzyskano dane dla całego okresu pomiarowego czyli od do Łączna wartość przemieszczeń w okresie 15 miesięcy wyniosła 78 cm. Analiza zaprezentowana powyżej jest niezwykle przydatna dla odtworzenia genezy powstawania niecek osiadań oraz obserwacji skali rozwoju lub zaniku ruchów powierzchni terenu w dowolnie wybranym przedziale czasowym. 4. Wnioski Najbardziej istotne wnioski można sformułować w sposób następujący: Analiza danych interferometrycznych wybranych obszarów GZW umożliwiła identyfikację oraz regularną obserwację przemieszczeń powierzchni terenu związanych z podziemną działalnością górniczą w okresie kilkunastu miesięcy. Zostało to przedstawione na przykładzie obszaru górniczego Halemba-Wirek. Przetworzenie i analiza danych TerraSAR X, a następnie ALOS PALSAR (pasmo L) wydaje się optymalnym rozwiązaniem dla monitoringu dużych obszarów podziemnej eksploatacji węgla. Rozwiązanie te uwzględnia możliwość szybkiego uzyskania informacji, precyzyjność porównywalną do innych metod geodezyjnych oraz uzyskanie informacji w skali regionalnej stosunkowo niewielkim kosztem. Analiza umożliwiła również potwierdzenia ruchów wznoszących wokół zamkniętych w latach 1995 i 1997 KWK

21 18 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2014 Ryc. 5 Formowanie się niecek osiadań w rejonie KWK Halemba-Wirek w okresie Pierwsze zobrazowanie (górne z lewej strony) przedstawia rozpakowany interferogram dyferencyjny uzyskany z satelity ALOS PALSAR, pasmo L, ze scyfrowanymi poligonami przedstawiającymi kolejne wartości przemieszczeń. Trzy następne zobrazowania przedstawiają rozwój niecek osiadań wyznaczonych na podstawie interpolacji prążków interferometrycznych. Ostatnie zobrazowanie (dolne z prawej strony) przedstawia całkowitą wartość przemieszczeń w okresie pomiędzy a r. Fig. 5. Formation of subsidence troughs in Halemba-Wirek mining area in 22 February May First picture is a part of an unwrapped interferogram from ALOS-PALSAR satellite (L-band) with digitalized lines referring to certain values of displacement. Three other pictures show the formation of deformation surface indicated by the surfaces from each of the interferograms made by lines interpolation. The last picture illustrates the total value of displacements which occurred between 22 February 2007 and 27 May 2008 Sosnowiec i Saturn. Jest to najprawdopodobniej związane z podnoszeniem się poziomu wód podziemnych powracającego do naturalnego stanu i w efekcie pomimo ich pompowania obserwuje się nieznaczne podniesienie się terenu. Dane te doskonale zgadzają się z podnoszeniem się terenu uwidocznionym w danych interferometrii radarowej. Starszy zestaw danych PSInSAR z lat wskazuje na wartości od 4,0 mm do 0,0 mm natomiast nowszy rejestruje wartości od 2,0 do + 7,0 mm. Wskazuje więc na mniejsze osiadanie a następnie podnoszenie. Jeszcze lepiej jest to widoczne na wykresach czasowych wybranych punktów PS na terenie obu omawianych kopalni. Dodatkowym czynnikiem wpływającym zapewne na podnoszeniem terenu w rejonie jest obecność iłów pęczniejących montmorylonitowych (bentonitów), występujących w utworach serii paralicznej karbonu górnoslaskiego (serpuchow). Warto też zwrócić uwagę, że w nawiązaniu do obecnych regulacji prawnych, tereny zamkniętych kopalń po 5 latach od ich zamknięcia są uważane za w pełni bezpieczne i zezwala się na prowadzenie na ich obszarze działalności budowlanej. Uzyskane wyniki analizy danych interferometrycznych przedstawione w niniejszym artykule kwestionują ten stan rzeczy. Pomijanie kwestii kontynuacji ruchów powierzchni terenu na obszarach zamkniętych kopalń może stać się przyczyną powstawania kolejnych szkód, a nawet katastrof budowlanych. Praca została przygotowana w ramach zadania nr projekt współfinansowany przez UE - 7 Program Ramowy. Literatura 1. Berardino, P., Fornaro, G., Lanari, R., & Sansosti, E.: A new algorithm for surface deformation monitoring based on small baseline differential SAR interferograms. IEEE Transactions on Geoscience and Remote Sensing, 40 (11), Bovenga, F., Nutricato, R., Refice, A. & Wasowski, J.: Application of multi-temporal differential interferometry to slope instability detection in urban/peri-urban areas. Engineering Geology, 88 (3-4), Colesanti, C. & Wasowski, J.: Investigating landslides with satellite Synthetic Aperture Radar (SAR) interferometry. Engineering Geology, 88 (3-4), Colesanti, C., Ferretti, A., Prati, C. & Rocca F.: Monitoring landslides and tectonic motions with the Permanent Scatterers Technique. Engineering Geology, Special Issue on Remote Sensing and Monitoring of Landslides, 68(1), Culshaw M.: Stoke-on-Trent, United Kingdom. [In]: The Terrafirma Atlas The terrain-motion information service for Europe (ed. Capes R., Marsh S.), GMES ESA, June Terra Firma project, ESA publication, 2009 p Devleesschouwer X., Declercq P.: Liège, Belgium. [In]: The Terrafirma Atlas The terrain-motion information service for Europe (ed. Capes

22 Nr 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY 19 R., Marsh S.), GMES ESA, June TerraFirma project, ESA publication, 2009 p Ferretti, A., Prati, C. & Rocca F.: Permanent Scatterers in SAR Interferometry. IEEE Trans. Geoscience And Remote Sensing, 39(1), 2001, Ferretti, A., Prati, C., Rocca, F., & Wasowski, J.: Satellite interferometry for monitoring ground deformations in the urban environment. Proc. 10 th IAEG Congress, Nottingham, UK (CD-ROM) Ferretti A., Fumagalli A., Novali F., Prati C., Rocca F., Rucci A.: A New Algorithm for Processing Interferometric Data-stacks: SqueeSAR, IEEE Trans. On Geoscience and Remote Sensing, Volume: 49, Issue: 9, 2011 p Gabriel, A.K., Goldstein, R. M. & Zebker H. A.: Mapping Small Elevation Changes over Large Areas: Differential Radar Interferometry. Journal of Geophys. Res. 94, N B7, 1989 pp Graniczny M., Kowalski Z., Jureczka J., Wilk S.: Analiza radarowych materiałów interferometrycznych na przykładzie rejonu Sosnowca, Grant KBN , NAG PIF - PIB 12. Massonnet, D. & Feigl K.: Radar interferometry and its application to changes in the Earth s surface. Rev. Geophys. 1998, 36, Wasowski, J., Refice, A., Bovenga, F., Nutricato, R. & Gostelow P.: On the Applicability of SAR Interferometry Techniques to the Detection of Slope Deformations, Proc. 9 th IAEG Congress, Durban, South Africa, Sept. 2002, CD ROM. 14. The Terrafirma Atlas Terrain Motion Across Europe, 2009, Fugro NPA Ltd. 15. Werner, C., Wegmuler, U., Strozzi, T., Wiesmann, A.: Interferometric Point Target Analysis for Deformation Mapping. Proc. IEEE International Geoscience Remote Sensing Symposium (IGARSS 2003), vol. 7, 2003 pp 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!!!

23 20 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2014 UKD : : Zmiany wartości parametrów jakościowych węgla koksowego w procesie przeróbczym (sw część gzw) Changes of coal quality parameters in the preparation process of coking coal (SW, the part of USCB) Prof. dr hab. inż. Krystian Probierz* ) Dr inż. Adam Wasilczyk* ) Treść: Przedstawiono charakterystykę zmian wartości wybranych parametrów jakości węgla koksowego w procesie przeróbczym na przykładzie jednej z kopalń SW części Górnośląskiego Zagłębia Węglowego (GZW). Celem badań było wyjaśnienie zmian wartości wybranych parametrów chemiczno-technologicznych w oparciu o charakterystykę składu petrograficznego. Wykonane analizy mikroskopowe pozwoliły bowiem wskazać, jak zmienia się jakość węgla w trakcie jego wzbogacania w procesie nadawa węgiel handlowy. Zmiany wartości analizowanych parametrów prześledzono w wytypowanych trzech liniach technologicznych, w wyniku których uzyskuje się jeden produkt finalny, będący węglem handlowym. Linie technologiczne obejmowały wzbogacanie odpowiednio w osadzarkach miałowych, cieczach ciężkich i procesie flotacji. Charakterystyki jakości węgla w procesie przeróbczym dokonano na podstawie skonstruowanych wykresów, przedstawiających opis zmian zawartości popiołu (A d,%), części lotnych (V daf, %), siarki (S td, %), wskaźnika wolnego wydymania (SI, -), wartości dylatacji (b, %), refleksyjności witrynitu (R r, %) oraz składu petrograficznego (grupy macerałów i mikrolitotypy). Wyniki badań zmienności wartości parametrów jakościowych węgla koksowego w procesie przeróbczym dowiodły, że niektóre parametry wykazały nieznaczne wahania wartości lub wartości stabilne, inne wykazały wyraźną zmienność. W procesie przeróbczym zaobserwowano systematyczny spadek zawartości popiołu, substancji mineralnej, karbominerytu i minerytu, nieznaczny wzrost udziału witrynitu, witrytu, nieregularne zmiany udziału inertynitu, trimacerytu, witrynertytu. W przypadku pozostałych parametrów jakościowych ogólnie nie stwierdzono wyraźnych zmian ich wartości. W świetle uzyskanych wyników badań wydaje się, że tylko zmiany zawartości popiołu można w przekonywujący sposób tłumaczyć wynikami analiz petrograficznych. W przypadku pozostałych parametrów (V daf, S td, oraz SI i b) trudno jest, w sposób jednoznaczny, tłumaczyć zmiany ich wartości składem petrograficznym. Abstract: Changes of selected quality parameters in the preparation process of coking coal from SW, the part of Upper Silesian Coal Basin (USCB) were analyzed from raw coal to commercial coal. Explanations of changes of quality chemical-technological parameters through the analysis of characteristics of the petrographic composition were the purpose of this study. Three technological lines of preparation process with the only one final product commercial coal were analyzed. All of the technological lines were analyzed. The results of tests were depicted on graphs. The graphs show changes of values of ash content (Ad,%), volatile matter content (Vdaf, %), sulphur content (Std, %), Swelling Index (SI, -), dilatation (b, %), vitrinite reflectance (Rr, %) and petrographic composition (maceral and microlitotype composition). The results of the study on changes of coking coal quality in the preparation process proved that some parameters showed slight fluctuations of values or stable values, different parameters showed clear changeability. A regular decrease of ash contents, mineral matter, carbominerite and minerite, a significant increase of vitrinite content, irregular changes of the contents of inertinite, trimacerite and vitrinertite in individual technological lines was observed. The rest of the parameters show general stability of values. It seems thus, that only the changes of ash content could be convincingly explained with the results of petrographic analyses. In the case of the rest of coal quality parameters (Vdaf, Std, SI and b), it is difficult to explain their changes with petrographic composition unambiguously. Słowa kluczowe: Jakość węgla, linie technologiczne, proces przeróbczy, skład petrograficzny, GZW. Key words: quality of coal, technological lines, preparation process, petrographic composition, USCB * ) Politechnika Śląska, Gliwice.

24 Nr 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY Wprowadzenie Badania wchodzące w zakres niniejszej pracy wykonano dla węgli jednej z kopalń, występującej w południowo-zachodniej części Górnośląskiego Zagłębia Węglowego (GZW) na terenie miasta Jastrzębie-Zdrój i miejscowości Pawłowice (rys. 1). Tablica 1. Zestawienie próbek węgla pobranych z zakładu przeróbki Table 1. Samples of coal from the preparation process Lp. Symbol próbki Wielkość ziarn, mm 1. P Opis próbek Nadawa na zakład przeróbczy 2. P P Nadawa na osadzarki OM Nadawa na wzbogacalnik DISA Rys. 1. Lokalizacja obszaru badań na tle GZW Fig. 1. Location of the research field in the USCB Obszar badań, często określany jako rejon Jastrzębia, zawiera węgle koksowe, stanowiące główną część polskiej bazy zasobowej węgli koksowych [1, 4, 5]. Na przykładzie jednej z kopalń SW części GZW prześledzono, od nadawy na zakład przeróbczy do węgla handlowego, zmiany wartości wybranych parametrów chemiczno technologicznych, składu maceralnego i mikrolitotypowego węgla, a także dokonano charakterystyki stopnia uwęglenia. Opróbowanie objęło swoim zasięgiem, w zakładzie przeróbczym, oddziały płuczki i flotacji (rys. 2). Zestawienie próbek węgla pobranych z zakładu przeróbki przedstawia tablica P P P Koncentrat po wzbogacalniku DISA Koncentrat węglowy po osadzarkach OM Koncentrat węglowy z połączenia P4 i P5 7. P7 0 1 Nadawa na flotację 8. P P Flotokoncentrat po procesie suszenia Koncentrat węglowy zbiorczy, WĘGIEL HANDLOWY handlowym. Linie technologiczne obejmowały wzbogacanie odpowiednio w osadzarkach miałowych, cieczach ciężkich i w procesie flotacji. Charakterystyki jakości węgla w procesie przeróbczym dokonano na podstawie skonstruowanych wykresów, przedstawiających opis zmian: zawartości popiołu, A d,%, zawartości części lotnych, V daf, %, zawartości siarki całkowitej, S t d, %, wartości wskaźnika wolnego wydymania, SI, -, wartości dylatacji, b, %, wartości refleksyjności witrynitu, R r, %, oraz składu petrograficznego (tj. udziału grup macerałów, mikrolitotypów, karbominerytu i minerytu). Ponadto podjęto próbę wyjaśnienia zmian wybranych parametrów chemiczno-technologicznych w procesie przeróbczym za pomocą wyników badań składu petrograficznego 2. Omówienie wyników badań Rys. 2. Schemat wzbogacania węgla w procesie przeróbczym wraz z punktami opróbowania Fig. 2. Scheme of coal enrichment in the preparation process with sampling points Kryterium wyboru miejsc pobrania próbek stanowiły wszystkie, jak się wydaje, newralgiczne punkty (węzły) procesu przeróbczego, w których zaistniała możliwość zmiany wartości parametrów jakościowych węgla (rys. 2). Zmiany wartości analizowanych parametrów prześledzono w wytypowanych trzech liniach technologicznych, w wyniku których uzyskuje się jeden produkt finalny, będący węglem Charakterystykę zmian wartości wybranych parametrów jakości węgla koksowego w analizowanym procesie przeróbczym przedstawiono na rysunkach 3, 4 i 5. Jak wynika z rysunku 3a, zawartość popiołu A d w próbkach z I, II i III linii technologicznej zmienia się w zakresie od 3,1 do 38,4 %. Oznaczone zawartości popiołu w poszczególnych liniach technologicznych systematyczne maleją, osiągając wartości minimalne po procesach wzbogacania. Zawartości A d w procesie wzbogacania węgla w osadzarkach miałowych (I linia technologiczna) maleją od 20,1 (próbka P2 ) do 3,9% (próbka P5 ). W wyniku wzbogacania węgla w cieczy ciężkiej (II linia technologiczna) następuje spadek wartości tego parametru od 38,4 (próbka P3 ) do 3,1 % (próbka P4 ). Wzbogacając węgiel w procesie flotacji (III linia technologiczna), zawartości popiołu maleją od 12,2 (próbka P7 ) do 5,1% (próbka P9 ). Zwraca uwagę wysoka skuteczność procesów wzbogacania, szczególnie w procesie wzbogacania w cieczy ciężkiej i w osadzarkach miałowych.

25 22 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2014 Zawartości części lotnych V daf w badanych próbkach węgla wahają się w przedziale od 27,3 do 30,0 % (rys. 3b). Nie stwierdzono wyraźnych zmian wartości tego parametru w poszczególnych liniach technologicznych. Zawartości siarki całkowitej S t d oscylują się w zakresie od 0,4 do 0,7 % (rys. 3c). W procesie przeróbczym nie zaobserwowano wyraźnych zmian wartości tego parametru. Nie stwierdzono wyraźnej różnicy pomiędzy zawartością siarki w węglu handlowym (próbka P10 ) a zawartością siarki w nadawie na zakład przeróbczy (próbka P1 ). Wartości wskaźnika wolnego wydymania (SI) w próbkach węgla z I, II i III linii technologicznej wahają się w przedziale od 6,5 do 8,5 (rys. 3d). Analiza zakresu zmian wartości wskaźnika wolnego wydymania w poszczególnych liniach a) b) c) d) e) Rys. 3. Zmiany wartości parametrów jakościowych węgla w próbkach z procesu przeróbki; a zawartości popiołu (stan suchy), b zawartość części lotnych (stan suchy bezpopiołowy), c zawartość siarki całkowitej (stan suchy), d wskaźnik wolnego wydymania, e dylatacja. I pierwsza linia technologiczna, II druga linia technologiczna, III trzecia linia technologiczna, połączenie linii technologicznych Fig. 3. Changes of quality parameters values of coal in samples from preparation process; a ash content (dry state), b volatile matter (dry ash free state), c total sulphur content (dry state), d Swelling Index, E dilatation. I first technological line, II second technological line, III third technological line, technological lines connecting

26 Nr 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY 23 technologicznych wykazała względną ich stabilność. Wyjątek może stanowić próbka P3 (nadawa na wzbogacalnik DISA), w której nastąpił wyraźny spadek wartości SI. Zawartości dylatacji b wahają się w granicach od 62 do 117 % (rys. 3e). W węglu handlowym (próbka P10 ) wartości tego parametru nie odbiegają wyraźnie od ich wartości w na- -dawie na zakład przeróbczy (próbka P1 ). W procesie przeróbczym nie stwierdzono wyraźnych zmian zawartości dylatacji. Wyjątek może stanowić próbka P7 (nadawa na flotację), w której nastąpił wyraźny wzrost zawartości dylatacji. Wartość refleksyjności witrynitu R r w próbkach z I, II i III linii technologicznych waha się w granicach od 1,01 do 1,11 % (rys. 4a), przy odchyleniu standardowym s Rr =0,06 0,07 %. Zdolność odbicia światła witrynitu w procesie przeróbczym charakteryzuje się stabilnością wartości (w granicach odchylenia standardowego). a) b) c) d) e) Rys. 4. Stopień uwęglenia, udział grup macerałów i substancji mineralnej w próbkach węgla z procesu przeróbki; a wartość refleksyjności witrynitu, b zawartość witrynitu, c zawartość liptynitu, d zawartość inertynitu, e zawartość substancji mineralnej. Oznaczenia jak na rys. 3 Fig. 4. Rank of coal, content of maceral groups and mineral matter of coal in samples from the preparation process: a vitrinite reflectance value, b vitrinite content, c liptinite content, d inertinite content, e mineral matter content. Explanations as in fig. 3

27 24 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2014 Zawartość macerałów grupy witrynitu Vt zmienia się w zakresie od 50 do 84 % vol. (rys. 4b). W procesie przeróbczym ogólnie stwierdzono wzrastający udział witrynitu, począwszy od nadawy na zakład przeróbczy (próbka P1 ), aż do węgla handlowego (próbka P10 ). Wyjątek może stanowić próbka P3 (nadawa na wzbogacalnik DISA), w której nastąpił wyraźny spadek udziału witrynitu. W poszczególnych liniach produkcyjnych obserwuje się praktycznie stały udział macerałów grupy liptynitu L (rys. 4c). Udział liptynitu waha się w przedziale 3 to 6 % vol. Nie stwierdzono różnic pomiędzy udziałem liptynitu w węglu handlowym (próbka P10 ), a udziałem w nadawie na zakład przeróbczy (próbka P1 ). Udział macerałów grupy inertynitu I waha się w zakresie od 8 do 18 % vol. (rys. 4d) i wykazuje zmienny przebieg wara) b) c) d) e) Rys. 5. Udział mikrolitotypów, karbominerytu i milerytu w próbkach z procesu przeróbki; wykresy przedstawiają jedynie udziały mikrolototypów o zawartości powyżej 10 %: a zawartość witrytu, b zawartość trimacerytu, c zawartość witrynertytu, d zawartość klarytu, e zawartość karbominerytu i minerytu. Oznaczenia jak na rys. 3 Fig. 5. Content of microlithotypes, carbominerites and minerite in samples from the preparation process; the diagrams show only microlitothypes, content of which is above 10 % in one production point at least: a vitrite content, b trimacerite content, c witrinertite content, d clarite content, e carbominerite and minerite content. Explanations as in fig. 3

28 Nr 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY 25 tości w poszczególnych liniach technologicznych. Zawartości inertynitu w węglu handlowym (próbka P10 ) nie różni się znacznie od zawartości w nadawie na przeróbkę (próbka P1 ). Zawartość substancji mineralnej (MM) w próbkach z I, II i III linii technologicznej waha się w zakresie od 1 do 34% vol. (rys. 4e). Uzyskane wyniki badań wykazały, że w procesie przeróbczym bardzo systematycznie obniża się zawartość substancji mineralnej, podobnie jak zawartość popiołu, szczególnie po procesach wzbogacania w cieczy ciężkiej i w osadzarkach miałowych. Analiza mikrolitotypów wykazała, że w próbkach z procesu przeróbczego dominuje witryt, trimaceryt, witrynertyt i klaryt. Inertyt i duryt występuje w mniejszych ilościach (<5 % vol.). Nie stwierdzono udziału liptytu. Zawartości witrytu (Wt) zmieniają się w zakresie od 20 do 62 % vol. (rys. 5a). Wartości tego parametru w procesie przeróbczym (szczególnie w II i III linii technologicznej) wykazują nieregularne zmiany. Udział witrytu w węglu handlowym (próbka P10 ) jest nieznacznie wyższy aniżeli w nadawie na zakład przeróbczy (próbka P1 ). Zawartości trimacerytu (Tmt) wahają się w przedziale od 9 do 26 % vol. (rys. 5b). Wartości tego parametru w procesie przeróbczym wykazują nieregularne zmiany. Udział trimacerytu w węglu handlowym (próbka P10 ) jest nieznacznie wyższy od jego udziału w nadawie na przeróbkę (próbka P1 ). Zawartości witrynertytu (Wtt) wahają się w przedziale od 10 do 25 % vol. (rys. 5c). Wartości tego parametru w próbkach poszczególnych linii technologicznych wykazuje ogólnie nieregularne zmiany. Udział witrynertytu w węglu handlowym (próbka P10 ) jest nieznacznie wyższy od udziału w nadawie (próbka P1 ). Udział klarytu (Kt) w próbkach z I, II i III linii technologicznej wykazuje nieznaczne zmiany (rys. 5d). Wartości tego parametru wahają się w granicach od 5 do 11 % vol. Nie stwierdzono wyraźnej różnicy między udziałem klarytu w węglu handlowym (próbka P10 ) i w nadawie (próbka P1 ). Udział karbominerytu i minerytu (Kmt) w badanych próbkach waha się w zakresie od 1 do 46 % vol. (rys. 5e). Stwierdzono, że w procesie przeróbczym bardzo systematycznie obniża się zawartość karbominerytu i minerytu, podobnie jak w przypadku zawartości popiołu i substancji mineralnej, szczególnie po procesach wzbogacania w cieczy ciężkiej i w osadzarkach miałowych. Uzyskane wyniki badań petrograficznych, jak się wydaje, mogą posłużyć do wytłumaczenia zmian wartości parametrów chemiczno-technologicznych węgla. Obserwowany spadek zawartości popiołu (rys. 3a), znajduje odzwierciedlenie zarówno w spadku udziału substancji mineralnej (rys. 4e), jak i w spadku udziału karbominerytu i minerytu (rys. 5e). Wydaje się zatem, że wykazane zmiany zawartości popiołu można w przekonywujący sposób tłumaczyć uzyskanymi wynikami analiz petrograficznych. Zmiany wartości pozostałych parametrów jakościowych węgla, w świetle uzyskanych wyników badań, tylko w nielicznych przypadkach można tłumaczyć składem petrograficznym. Obserwowany spadek wartości wskaźnika wolnego wydymania (rys. 3dII) oraz dylatacji (rys. 3eII) w nadawie na wzbogacalnik DISA (próbka P3 ), w II linii technologicznej, mogą być tłumaczone niskim udziałem witrynitu (rys. 4bII), witrytu (rys. 5aII) i klarytu (rys. 5dII). Obserwowany wzrost wartości wskaźnika wolnego wydymania (rys. 3dIII) oraz dylatacji (rys. 3eIII) w nadawie na flotację (próbka P7 ), w III linii technologicznej, mogą być tłumaczone wyższym udziałem witrynitu (rys. 4bIII), witrytu (rys. 5aIII) oraz niższym udziałem inertnitu (rys. 4DIII). Badania petrograficzne węgli z procesu przeróbczego wykazały, oprócz znaczących różnic ilościowych udziału poszczególnych macerałów, także obecność składników/ macerałów, które opisano jedynie jakościowo. Do tych składników należy zaliczyć obecność tzw. fluoryzującej substancji bitumicznej [FBS] (fot. 1, 2, 3 i 4). Fot.1. Semifuzynit przestrzenie komórkowe wypełnione FBS Photo 1. Semifusinite filled by FBS Fot. 2. Obraz we fluorescencji jak na fot. 1 Photo 2. The same field as in Photo 1 under fluorescence Fot.3. Makrynit scementowany FBS Photo 3. Macrinites cemented by FBS Fot.4. Obraz we fluorescencji jak na fot. 3 Photo 4. Same field as in Photo 1. under fluorescence

29 26 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2014 Stwierdzona obecność FBS w próbkach węgla z procesu przeróbczego może wpływać, jak się wydaje, zarówno na wzrost zawartości V daf, SI oraz b. Wielkość tego wpływu jest jednakże trudna do określenia, bowiem FBS nie jest możliwa do wykazania podczas standardowych oznaczeń składu petrograficznego [2, 3, 6]. W świetle uzyskanych wyników badań wydaje się, że tylko zmiany zawartości popiołu można w przekonywujący sposób tłumaczyć wynikami analiz petrograficznych. W przypadku pozostałych parametrów (V daf, S td, oraz SI i b) trudno jest, w sposób jednoznaczny, tłumaczyć zmiany ich wartości składem petrograficznym. 3. Wnioski Wyniki badań zmienności wartości parametrów jakościowych węgla koksowego w procesie przeróbczym dowiodły, że niektóre parametry wykazały nieznaczne wahania wartości lub wartości stabilne, inne wykazały wyraźną zmienność. W wyniku poszczególnych procesów wzbogacania węgla zaobserwowano systematyczny spadek zawartości popiołu, substancji mineralnej, karbominerytu i minerytu, nieznaczny wzrost udziału witrynitu, witrytu, nieregularne zmiany udziału inertynitu, trimacerytu, witrynertytu. W przypadku pozostałych parametrów jakościowych (V daf, S td, SI, b oraz R r, L i Kt) ogólnie nie stwierdzono wyraźnych zmian ich wartości. Stwierdzono, że wyraźny spadek zawartości popiołu, substancji mineralnej, karbominerytu i minerytu następuje głównie jako efekt procesów wzbogacania w cieczy ciężkiej i w osadzarkach miałowych. Analiza wartości parametrów jakościowych węgla w procesie przeróbczym wykazała, że różnice jakości między węglem handlowym a nadawą na zakład przeróbki dotyczą głównie zawartości popiołu, substancji mineralnej, witrynitu, witrytu oraz karbominerytu i minerytu. W przypadku pozostałych parametrów jakościowych węgla nie stwierdzono wyraźnych różnic. Literatura 1. Marcisz M.: Ocena bazy zasobowej węgla koksowego w KWK Zofiówka i KWK Pniówek JSW SA. Gospodarka Surowcami Mineralnymi, tom 26, zeszyt 2, IGSMiE PAN, Kraków 2010, s Probierz K.: Wpływ metamorfizmu termalnego na stopień uwęglenia i skład petrograficzny pokładów węgla w obszarze Jastrzębia (GZW). Zeszyty Naukowe Politechniki Śląskiej, Seria: Górnictwo z. 176, Gliwice Probierz K. et al.: Monitoring jakości węgla kamiennego od złoża poprzez procesy eksploatacji i przeróbki do produktu handlowego. Monografia, Wydawnictwo Politechniki Śląskiej, Gliwice Probierz K., Marcisz M., Sobolewski A.: Znaczenie badań geologicznych w rozpoznaniu bazy zasobowej węgli koksowych Górnośląskiego Zagłębia Węglowego dla potrzeb projektu Inteligentna koksownia spełniająca wymagania najlepszej dostępnej techniki, Karbo, nr 3, Katowice 2011, s Probierz K., Marcisz M., Sobolewski A.: Od torfu do węgli koksowych monokliny Zofiówki w obszarze Jastrzębia (południowo-zachodnia część Górnośląskiego Zagłębia Węglowego). Monografia, Wydawnictwo Instytutu Chemicznej Przeróbki Węgla, Zabrze Wasilczyk A.: Jakość węgla koksowego w złożu oraz jej zmiany w procesie produkcyjnym KWK Pniówek. Praca doktorska, Archiwum Instytutu Geologii Stosowanej, Politechnika Śląska, Gliwice 2004.

30 Nr 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY 27 UKD : 622.1: 550.8: Pomiary temperatury w procesie podziemnego zgazowania węgla Temperature measurements in the underground coal gasification process mgr inż. Ewa Lisiecka * ) Treść: Proces podziemnego zgazowania węgla (PZW), pozwala na pozyskanie gazu o własnościach użytkowych bezpośrednio w złożu węglowym, in situ. Istotnym czynnikiem wpływającym na skład i kaloryczność otrzymanego gazu są warunki termodynamiczne panujące w georeaktorze, w tym temperatura. Kontrola i sterowanie warunkami temperaturowymi, w jakich przebiega proces pozwolą na uzyskanie gazu procesowego o pożądanych własnościach użytkowych, dla konkretnych zastosowań i przyczynią się do wykorzystania procesu PZW na skalę przemysłową. W związku z tym, na całym świecie, prowadzone są prace badawcze nad rozwojem urządzeń i metod pomiaru temperatury w georeaktorze. W niniejszym artykule przedstawiono efekty badań literaturowych, dotyczących monitoringu temperatury w procesie PZW, pokrótce opisano dotychczas wykorzystywane przyrządy i metody pomiarowe, takie jak: pirometry optyczne, termopary, światłowodowe czujniki rozłożone, termometrię izotopową, wyznaczanie temperatury na podstawie określania stopnia pęcznienia skały stropowej, pomiaru koncentracji radonu oraz symulacji komputerowej. Detekcja temperatury realizowana była w reaktorach in situ (w warunkach naturalnego pokładu węglowego) oraz ex situ (w reaktorach powierzchniowych symulujących pokład węglowy). Wykonany przegląd literaturowy stanowi punkt wyjścia dla opracowania, autorskiej metody i urządzenia do pomiaru temperatury w procesie PZW. Abstract: The underground coal gasification process (UCG) is used to obtain a gaseous product of functional properties directly from the coal deposit in situ. The main parameter that affects the gas composition and heat value are thermodynamic conditions in the georeactor, for instance the temperature. Operation and control of temperature conditions, in which the process is performed, allow to obtain the process gas with the desired properties for specific application. Thus, it will be possible to use this process on an industrial scale. Therefore, all over the world, there is a need for the development of novel methods and equipment for detecting temperature in the UCG process. This paper presents the effect of a review of various methods and equipment applied for temperature measurements in the georeactor through different research. It shows a brief description of devices and methods of measurements, such as: optical pyrometers, thermocouples, distributed optical fiber temperature sensors, isotope thermometry, determination of temperature based on the degree of caprock swelling, radon concentration measurement or computer simulation. Furthermore, temperature detection was carried out in in situ (in natural coal seam) and ex situ (in reactor which simulates natural coal seam) reactors. This review of literature is a starting point to develop the author s method and device for measuring the temperature in the UCG process. Słowa kluczowe: podziemne zgazowanie węgla, pomiary temperatury, temperatura w georeaktorze Key words: underground coal gasification, temperature measurements, temperature in the georeactor 1. Wprowadzenie Podziemne zgazowanie węgla (PZW), jest obecnie rozpatrywane jako alternatywny sposób pozyskiwania energii z węgla, w stosunku do tradycyjnych technik górniczych. Proces ten pozwoli na eksploatację pokładów resztkowych, pozabilansowych lub tych, których wydobycie w sposób konwencjonalny jest nieopłacalne ekonomicznie lub niewykonalne, ze względów bezpieczeństwa prowadzenia prac górniczych. W połączeniu z technologią CCS (Carbon Capture and Storage), pozwoli także na ograniczenie emisji dwutlenku węgla do atmosfery [6]. * ) Interdyscyplinarne Studia Doktoranckie w zakresie Czystych Technologii Węglowych, Główny Instytut Górnictwa w Katowicach. Proces PZW polega na konwersji węgla do gazu o własnościach użytkowych, bezpośrednio w złożu, in situ (rys. 1). Otworem zasilającym do zapalonego pokładu doprowadzany jest czynnik zgazowujący, najczęściej powietrze, tlen, para wodna, dwutlenek węgla lub ich mieszanin. Produktem zachodzących w pokładzie egzotermicznych i endotermicznych reakcji chemicznych jest gaz procesowy, którego główne składniki, to: tlenek i dwutlenek węgla, wodór, metan, a także w zależności od stosowanego czynnika zgazowującego, para wodna, tlen i azot. W procesie powstają także produkty uboczne: koks, żużel, popiół oraz substancje smoliste [19, 22]. Uzyskany gaz generatorowy otworem odprowadzającym jest transportowany na powierzchnię, gdzie może zostać wykorzystany do produkcji energii elektrycznej, ciepła, wodoru (dla energetyki) lub surowców dla przemysłu chemicznego

31 28 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2014 (synteza amoniaku, metanolu, paliwa płynne, SNG substitute natural gas). Skład i wartość opałowa gazu procesowego zależą od czynników geologicznych pokładu, jakości węgla w złożu i zastosowanej technologii zgazowania [17], w tym także od warunków termodynamicznych w jakich przebiega proces. Kontrola i sterowanie parametrami procesu PZW pozwolą na otrzymanie gazu o pożądanych właściwościach, poprawią bezpieczeństwo i ograniczą niekorzystne oddziaływanie procesu na środowisko. w obecności atmosfery gazowej, w tym gazów palnych oraz ubocznych produktów zgazowania podziemnego. Odpowiedni dobór czujników, dostosowanych do warunków, w jakich prowadzony jest proces, pozwoli na jego monitoring i umożliwi, wytwarzanie gazu o pożądanych własnościach użytkowych. Dotychczasowe dane dotyczące warunków temperaturowych panujących w reaktorze podziemnego zgazowania węgla, pochodzą z wcześniejszych eksperymentów przeprowadzanych w skali laboratoryjnej, reaktorach ex situ, doświadczalnych i pilotażowych próbach PZW oraz z symulacji komputerowych procesu. W kolejnych rozdziałach przedstawiono dotychczas stosowane metody pomiaru temperatury procesu zgazowania węgla w reaktorze podziemnym Pomiary w reaktorze ex situ Rys. 1. Schemat podziemnego zgazowania węgla[17] Fig. 1. Scheme of underground coal gasification [17] Wyróżnić można dwa sposoby przygotowania reaktora podziemnego zgzowania węgla: szybowy i bezszybowy. W sposobie szybowym wykorzystywana jest już istniejąca infrastruktura górnicza, a czynnik zagazowujący i produkty procesu dostarczane są do zgazowywanego złoża chodnikami i szybami kopalnianymi. W metodzie bezszybowej, wykorzystuje się technologię wierceń kierunkowych CRIP (continuous retraction injection point), w celu udostępnienia pokładu dla t r a n s p o r t u c z y n n i k a z g a z o w u j ą c e g o i p r o d u k t ó w p r o c e s u. Sposób przygotowania georeaktora warunkuje jego dostępność dla rozmieszczenia w nim lub w jego otoczeniu czujników pomiarowych, a także determinuje możliwość prowadzenia prac badawczych w trakcie i po zakończeniu procesu. 2. Pomiar temperatury w procesie PZW Z chemicznego i termodynamicznego punktu widzenia proces podziemnego zgazowania węgla przebiega analogicznie do zgazowania w reaktorach naziemnych. Termodynamika zachodzących w procesie reakcji chemicznych i równowaga między endotermicznymi i egzotermicznymi reakcjami, warunkują wydajność i efektywność wytwarzania gazu procesowego, jego kaloryczność i skład oraz ilość produkowanych substancji smolistych i stopień konwersji węgla. Kluczowym parametrem warunkującym przebieg reakcji chemicznych w procesie PZW jest temperatura [2, 11, 17, 21]. Pomiar temperatury in situ umożliwi wnioskowanie o przebiegających pod powierzchnią zjawisk fizykochemicznych, kontrolę i sterowanie procesem oraz walidację istniejących modeli matematycznych, dotyczących rozkładu temperatury w georeaktorze. Przeprowadzone badania literaturowe, wykazały, że konieczne są prace nad rozwojem, szeroko rozumianego, monitoringu procesu PZW, w tym także systemów detekcyjnych, umożliwiających pomiary temperatury. Dużym problemem przy projektowaniu systemu kontrolno-pomiarowego, stanowi dobór odpowiednich czujników i metod pomiarowych. Związane jest to ze szczególnym, trudnym środowiskiem pomiarowym: zamknięta przestrzeń reaktora pod ziemią, wysoka temperatura procesu do około 2000 C, pomiary prowadzone w sposób ciągły przez długi okres czasu, Reaktor ex situ pozwala na symulację procesu zgazowania węgla w warunkach zbliżonych do naturalnie występujących w złożu węglowym. Możliwe jest prowadzenie procesu w caliźnie węglowej i odtworzenie warunków skalnych w otoczeniu złoża. Budowa reaktora umożliwia pomiar rozkładu temperatury w kanale ogniowym, jak również, w różnej odległości od niego, za pomocą termopar (rys. 2). Termopary są stykowymi przyrządami pomiarowymi mierzącymi temperaturę bezpośrednio w miejscu kontaktu spoiny pomiarowej z ośrodkiem badanym. Wymiana ciepła, w tym przypadku, zachodzi na skutek przewodnictwa i konwekcji. Zasada działania tych przyrządów termometrycznych polega na przepływie prądu elektrycznego w zamkniętym obwodzie składającym się z dwóch różnych metali, pod warunkiem, że miejsca ich styku znajdują się w różnych temperaturach. Jedna ze spoin stanowi spoinę pomiarową, a druga spoinę odniesienia, która utrzymywana jest w stałej temperaturze. Wytworzony sygnał prądowy jest proporcjonalny do różnicy temperatury między złączami. W zależności od zakresu temperatury spoiny pomiarowe wykonywane są z różnych metali oraz umieszczane w osłonach dostosowanych do warunków, w jakich przebiega pomiar [14]. Doświadczenia w reaktorze ex situ prowadzone były w wielu ośrodkach badawczych, w tym również w Głównym Instytucie Górnictwa w Katowicach [10, 20, 26]. W prowadzonych doświadczeniach nad zgazowaniem węgla kamiennego w reaktorze ex situ Stańczyk i inni [20] uzyskali wartości temperatury w kanale ogniowym i w różnej odległości od niego (rys. 3). Maksymalna temperatura procesu według uzyskanych danych pomiarowych nie przekraczała 1500 C. Rys. 2. Rozmieszczenie termopar w reaktorze ex situ podczas zgazowania węgla kamiennego [20] Fig. 2. Arrangement of thermocouples in ex situ reactor during gasification of hard coal [20]

32 Nr 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY Pomiary w reaktorze in situ Reaktor in situ stanowi naturalny pokład węglowy z doprowadzonym do niego czynnikiem zgazowującym oraz możliwością odprowadzenia gazu procesowego. Jego budowa w dużej mierze zależna jest od naturalnych warunków geologicznych złoża. Umieszczenie czujników termometrycznych w jego wnętrzu, a więc i pomiar temperatury jest zatem ograniczony. Jednakże, w trakcie dotychczasowych eksperymentów nad procesem PZW, podjęto próby określenia temperatury procesu za pomocą różnych metod. Rys. 3. Temperatura w kanale ogniowym podczas zgazowania węgla kamiennego w reaktorze ex situ [20] Fig. 3. Temperature in the flue during gasification of hard coal in the ex situ reactor [20] Innym sposobem pomiaru temperatury w reaktorze ex situ było wykorzystanie pirometru optycznego, który zaliczany jest do bezstykowych urządzeń pomiarowych. Temperatura wyznaczana jest w oparciu o pomiar mocy promieniowania emitowanego przez źródło, która jest funkcją temperatury [14]. Pomiary mogą być realizowane, w tym przypadku na odległość, bez konieczności umieszczania czujników pomiarowych wewnątrz reaktora. Konieczne jest natomiast, zapewnienie możliwości obserwacji procesu przez układ optyczny pirometru. Aby możliwa była detekcja warunków temperaturowych bezkontaktowo, zbudowano gazogenerator, który zaopatrzony był we wzierniki, służące m.in. do pomiaru temperatury za pomocą pirometru optycznego, w różnych punktach reaktora [7]. Uzyskane tym sposobem dane pomiarowe, wskazują, że temperatura w kanale ogniowym może dochodzić do 2000 C, w zależności od szybkości podawania tlenu (rys. 4) Termopary Jak wspomniano w rozdziale 3.1 termopary są stykowymi przyrządami termometrycznymi, za ich pomocą temperatura mierzona jest punktowo, w miejscu, w którym umieszczony został czujnik. Przyrządy te stosowane były w wielu próbach PZW [1, 3, 5, 8, 16, 28]. W celu wykonania pomiarów we wnętrzu reaktora, przygotowywane były specjalne odwierty sięgające zgazowywanego pokładu. W odwiertach tych umieszczano na różnej głębokości termopary (rys. 5), dzięki czemu możliwe było określenie rozkładu temperatury w poszczególnych warstwach skalnych nad zgazowywanym pokładem i w kanale ogniowym. Liczba punktów pomiarowych w kanale ogniowym zależna była od liczby wykonanych odwiertów. Rys. 5. Rozmieszczenie termopar w reaktorze in situ [28] Fig. 5. Arrangement of thermocouples in the in situ reactor [28] Rys. 4. Temperatura rejestrowana przez pirometr w reaktorze ex situ podczas zgazowania węgla kamiennego dla dwóch prędkości podawania tlenu [7] Fig. 4. Temperature measured by the pyrometer in the ex situ reactor during hard coal gasification for two oxygen feed rates [7] Rys. 6. Temperatura w kanale ogniowym 64 dni po podpaleniu pokładu [28] Fig. 6. Temperature in the flue 64 days after ignition [28]

33 30 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2014 W próbie podziemnego zgazowania węgla przeprowadzonej przez Yang i inni [28], maksymalna temperatura procesu wynosiła około 1400 C (rys. 6). Czynnikiem zgazowującym w procesie było powietrze i para wodna. Stosowane czujniki miały zasadniczą wadę, ulegały przepaleniu w wyniku długotrwałego oddziaływania na nie wysokiej temperatury, co powodowało brak możliwości prowadzenia dalszych pomiarów [1]. Ich wskazania mogły być również błędne na skutek dryftu charakterystyki kalibracyjnej termopary lub zakłóceń wymiany ciepła między ośrodkiem a złączem pomiarowym termopary, które spowodowane były reakcjami chemicznymi zachodzącymi na powierzchni osłony i w materiałach złącza Pomiary z wykorzystaniem stopnia pęcznienia skały stropowej Inną metodę określenia temperatury w georeaktorze opracował Rauk [18]. Pod wpływem oddziaływania na skały spągowe i stropowe wysokiej temperatury i atmosfery gazowej, ulegają one odkształceniom mechanicznym oraz zmieniają swoje własności fizykochemiczne, takie jak: barwa, odparowanie wody, odgazowanie, pęcznienie i topienie się, aż do momentu powstania litego szkła. Główną ideą metody pomiarowej było określenie temperatury w reaktorze podziemnego zgazowania węgla, na podstawie stopnia pęcznienia skał stropowych, czyli zmiany stosunku objętości skały spęczniałej, do objętości pierwotnej. Metoda ta wymaga udostępnienia pokładu, w którym prowadzony był proces, za pomocą prac górniczych, w celu pobrania próbek ze skał otaczających georeaktor. Na podstawie przeprowadzonych badań laboratoryjnych wyznaczono stopień pęcznienia skały w funkcji temperatury dla łupku ilastego (rys. 7), a następnie na podstawie badań stopnia pęcznienia skał, których próbki pobrano z georeaktora po zakończeniu procesu zgazowania, określono temperaturę panującą w miejscu poboru próbek. Górny zakres mierzonej temperatury, w tej metodzie, wynosił około 1300 C, powyżej tej wartości łupek ulega topieniu i kończy się faza pęcznienia skały, a więc wyznaczenie wyższych temperatur tą metodą jest niemożliwe. Wykorzystując opracowaną metodę, przeanalizowano próbki pochodzące z 6 georeaktorów i określono temperaturę procesu. Temperatura ta wynosiła od 1050 C do 1250 C 1. Analiza stopnia pęcznienia skały stropowej pozwala na określenie rozkładu temperatury wzdłuż kanału ogniowego, po zakończeniu procesu. W tym przypadku nie ma możliwości wykonywania pomiarów in situ Pomiary z wykorzystaniem radioaktywnego radonu Radon 222 Rn jest naturalnym izotopem promieniotwórczym występującym w skorupie ziemskiej. Jego ekshalacja z gruntu jest zależna od wielu czynników, w tym także od temperatury. Koncentracja radonu na powierzchni jest odzwierciedleniem warunków temperaturowych panujących pod powierzchnią. Wraz ze wzrostem temperatury współczynnik emanacji 3, a tym samym ekshalacji 4, rośnie. Pomiary temperatury w procesie PZW, w oparciu o pomiar koncentracji radonu 222 Rn, na powierzchni, wzdłuż kanału ogniowego (rys.8), prowadzone były głównie w eksperymentach w Chinach [25, 27, 28]. Rys. 8. Koncentracja radonu 222 Rn wzdłuż kanału ogniowego [28] Fig. 8. Concentration of radon 222 Rn along the flue [28] Szybkość migracji radonu w skorupie ziemskiej zależy od rodzaju skał, a jego detekcja, na powierzchni, uzależniona jest od czasu potrzebnego na migrację radonu z głębszych warstw skalnych na powierzchnię. Jego maksimum koncentracji, na powierzchni, jest więc przesunięte w czasie, w stosunku do maksymalnej temperatury pod powierzchnią. Stosując technikę pomiaru temperatury z wykorzystaniem radioaktywnego radonu, autorzy publikacji [27] otrzymali rozkład temperatury wzdłuż kanału ogniowego (rys. 9). Maksymalna temperatura procesu wynosiła ok C. Rys. 7. Stopień pęcznienia skały stropowej pod obciążeniem 2 [18] Fig. 7. Caprock swelling under load [18] 1 Próbki pochodziły z różnych odległości od początku kanału generatorowego. 2 Badania prowadzone były na pięciu seriach próbek, z obciążeniem i bez. Seria 4 (S4) Rys. 9. Temperatura w kanale ogniowym w różnych dniach prowadzenia procesu [27] Fig. 9. Temperature in the flue on different days of the process [27] 3 emanacja uwalnianie się atomów radonu z ziaren gleby, czy skał do przestrzeni międzyziarnowej. 4 ekshalacja proces wydostawania się radonu z gruntu lub innych ośrodków do atmosfery.

34 Nr 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY Termometria izotopowa Inny sposób określania temperatury w georeaktorze opracowali naukowcy z Belgii i Francji [4]. Ilość odmian izotopowych pierwiastkowego węgla w cząsteczkach różnych związków chemicznych może ulegać zmianie pod wpływem zachodzących zjawisk i procesów fizykochemicznych. Na podstawie zmiany stosunku stabilnych izotopów węgla 13 C i 12 C w tlenku i dwutlenku węgla, wchodzących w skład gazu procesowego, pod wpływem zachodzących reakcji chemicznych, w których te związki biorą udział oraz przy założeniu równowagowych warunków termodynamicznych wyznaczano temperaturę procesu PZW. Zdefiniowano współczynnik frakcjonowania izotopowego ij (T), który dla ciśnienia poniżej 1 GPa, jest funkcją tylko temperatury ij (T) = δ i δ j (1) gdzie δ ij odnoszą się do wymiany izotopów tego samego pierwiastka między dwoma molekułami ij. Delta izotopowa jest wprost proporcjonalna do koncentracji izotopu i może być użyta zamiast absolutnej koncentracji w bilansie izotopowym. Pomiary ilości danego izotopu w związku chemicznym realizowane były za pomocą spektrometru mas. Aby możliwe było wyznaczenie temperatury na podstawie wzoru 1, konieczna jest także weryfikacja bilansu masy i izotopowego bilansu masy w każdej strefie reaktora i w reaktorze jako całości. Wyznaczenie temperatury w powyższy sposób możliwe jest przy założeniu, że rozmieszczenie izotopów w związkach chemicznych podlega statystycznym prawom termodynamiki i zaniedbywane są stany poza stanem równowagowym. Konieczne są również założenia dotyczące układu stref w reaktorze i charakteru reakcji w nich zachodzących, tak aby możliwe było stworzenie modelu termodynamicznego opisującego zachodzące procesy. Autorzy pracy [4] wyznaczyli temperaturę procesu PZW w oparciu o budowę modeli reakcji chemicznych zachodzących w georeaktorze i termometrię izotopową (rys. 10). Uzyskane wartości temperatury procesu różnią się, co spowodowane jest przyjętymi uproszczeniami i założeniami modeli. Temperatura procesu wyznaczona na podstawie modelu reakcji chemicznych, wynosi około 1000 K, około 700 C, natomiast na podstawie termometrii izotropowej, maksymalna temperatura dochodziła do 1400 K, około 1100 C. distributed optical fiber temperature sensor) w procesie PZW. Czujniki te wykorzystują w swoim działaniu zjawisko rozpraszania Ramana, które polega na zmianie częstotliwości promieniowania wzbudzającego w wyniku nieelastycznego oddziaływania padającego fotonu z cząsteczkami materiału światłowodu. W widmie promieniowania rozproszonego pojawiają się fotony o częstotliwości mniejszej (rozpraszanie Ramana pasmo stokesowskie), większej (rozpraszanie Ramana pasmo antystokesowskie) i takiej samej (rozpraszanie Rayleigha), jak częstotliwość promieniowania wzbudzającego. W czujnikach tych rejestrowany jest stosunek natężenia promieniowania wstecznego rozpraszania natężenia promieniowania pasma stokesowego i antystokesowego. Temperatura wyznaczana jest z zależności gdzie: Φ a (T) strumień fotonów pasma antystokesowego, fotony/s, Φ s (T) strumień fotonów pasma stokerowego, fotony/s, h stała Plancka, J s, k Δv (2) stała Boltzmanna, J/K, zmiana częstotliwości w stosunku do promieniowania wzbudzającego, Hz. Jako układ detekcyjny, wykorzystano optyczny reflektometr w dziedzinie czasu OTDR (ang. Optical Time-Domain Reflectometry), który pozwala na wyznaczenie odległości, w której nastąpił wzrost temperatury. Metoda ta umożliwia zatem wyznaczenie rozkładu przestrzennego wielkości mierzonej, w czasie rzeczywistym i w sposób ciągły, a przetwarzanie wielkości mierzonej ma miejsce na całej długości światłowodu, w którym nie tylko propagowana jest fala świetlna, ale stanowi on także, ośrodek detekcyjny [9]. Problemem dla tego rodzaju czujników jest odporność termiczna materiałów na osłony, włókna światłowodowe muszą zostać umieszczone bezpośrednio w strefie oddziaływania wysokiej temperatury. W literaturze brak jest danych na temat wartości temperatury procesu PZW uzyskanych tą metodą Symulacje komputerowe Eksperymenty procesu PZW są czasochłonne i kosztowne, dlatego wykorzystując dane pomiarowe z wcześniej przeprowadzonych doświadczalnych prób procesu, zarówno w skali laboratoryjnej, jak i pilotażowej, opracowywane są modele matematyczne zjawisk fizykochemicznych zachodzących pod powierzchnią, w tym rozkładu temperatury w georeaktorze. Przygotowane modele stanowią podstawę symulacji kompu- Rys. 10. Temperatura procesu PZW, (-) na podstawie modelu reakcji chemicznych, ( ) na podstawie termometrii izotropowej [4] Fig. 10. Temperature of the UCG process, (-) based on chemical reaction model, ( ) based on isotope thermometry [4] Światłowodowe czujniki rozłożone Autorzy artykułu [23], proponują zastosowanie światłowodowego czujnika rozłożonego do detekcji temperatury (DTS Rys. 11. Temperatura w kawernie w trakcie procesu podziemnego zgazowania węgla, efekt symulacji [15] Fig. 11. Temperature in the cavity during the UCG process, simulation effect [15]

35 32 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2014 terowych procesu, które pozwalają w przybliżonym stopniu analizować proces, przewidzieć jego przebieg i wykonalność w danych warunkach hydro-geologicznych złoża węglowego, sposób budowy instalacji i georeaktora, a także skład chemiczny i wartość opałową gazu procesowego przy założonych parametrach wejściowych [12, 13, 15, 24]. Wyznaczony w ten sposób rozkład temperatury (rys. 11) odnosi się do konkretnie przyjętych założeń oraz parametrów modelu. Każde odstępstwo od nich, może powodować niezgodność modelu z rzeczywistym charakterem zachodzących zjawisk, a tym samym błędne wyniki symulacji. 3. Podsumowanie W artykule wskazano temperaturę, jako jeden z kluczowych parametrów procesu podziemnego zgazowania węgla, który determinuje skład i kaloryczność otrzymanego gazu procesowego, dokonano przeglądu dotychczas stosowanych metod i urządzeń pomiarowych dedykowanych pomiarom temperatury w georeaktorze oraz zaprezentowano uzyskane tymi sposobami wyniki pomiarów. Różnorodność stosowanej aparatury pomiarowej świadczy o ciągłym poszukiwaniu i konieczności opracowania nowych metod i urządzeń, które spełnią wymogi procesu PZW i umożliwią kontrolę temperatury procesu, w sposób ciągły i w czasie rzeczywistym. Wszystkie stosowane do tej pory metody, posiadają wady, które w różnym stopniu wpływają na wyniki uzyskanych pomiarów, wśród nich wyróżnić należy: przepalanie się termopar, brak możliwość prowadzenia pomiarów in situ, ograniczony dostęp do wnętrza reaktora, trudności w weryfikacji teoretycznych modeli opisujących zjawiska termodynamiczne i reakcje chemiczne zachodzące w georeaktorze, niewystarczająca odporność materiałów, z których wykonano elementy urządzenia, na działanie wysokiej temperatury. Na podstawie wykonanego przeglądu literaturowego stwierdzono, że system detekcji temperatury w procesie PZW powinien: umożliwiać pomiary temperatury do 2000 C taka była najwyższa temperatura wskazana przez pirometr, rejestrować dane pomiarowe z zamkniętej przestrzeni georeaktora, wykazywać odporność urządzenia lub jego elementów na oddziaływanie wysokiej temperatury i atmosfery utleniającej i/ lub redukcyjnej, w tym na obecność gazów palnych, pracować w sposób ciągły, in situ, przez długi czas, w warunkach kopalnianych, spełniać wymagania stawiane urządzeniom iskrobezpiecznym. Przegląd stosowanych do tej pory metod detekcji temperatury w georeaktorze, stanowi punkt wyjścia do opracowania autorskiej metody i urządzenia do pomiaru temperatury spełniającego wymagania procesu PZW. Literatura 1. Aiman W.R. i inni: The Hoe Creek II field experiment on underground coal gasification preliminary results, DOE Report, No. UCRL-80592; CONF , U.S Bhutto A. W., Bazmi A. A., Zahedi G.: Underground coal gasiication: From fundamentals to applications. Progress in Energy and Combustion Science 2013, Vol Brandenburg Ch. F. i inni: Interpretation of chemical and physical measurements from an in situ coal gasification experiment. 50 th Annual Fall Meeting of the Society of Petroleum Engineers of AIME, Dallas, Brasseur A. i inni: Carbon stable isotope analysis as a tool for trading temperature during the El Tremedal underground coal gasification at great depth. Fuel 2002, Vol Campbell G. G.: Unerground coal gasification at Hanna, Wyoming. Thermal power conference, Washington State University, October, Couch G. R.: Underground coal gasification. IEA Clean Coal Centre, ISBAN , July Dziunikowski K.: Doświadcze nia nad podziemnym zgazowaniem węgla w laboratoryjnym gazogeneratorze powierzchniowym. Prace Głównego Instytutu Górnictwa, Stalinogród, Wyd. Górniczo-Hutnicze 1956, Seria A, Komunikat nr Hill R. W. i inni: Results of the Centralia Underground Coal Gasification Field Test. 10th Annual Underground Coal Gasification Symposium, August 12-15, Williamsburg, Kaczmarek Z.: Światłowodowe czujniki i przetworniki pomiarowe. Warszawa, Agenda Wydawnicza PAK Kostúr K., Blišťanová M.: The research of underground coal gasification in laboratory conditions. Petroleum & Coal 2009, Vol. 51, No Lee S., Speight J. G., Loyalka S. K.: Handbook of Alternative Fuel Technologies. CRC Press. March Liang Ch. i inni: A back analysis of the temperature field in the combustion volume space during underground coal gasification. Mining Science and Technology (China) 2011, Vol Luo Y., Coertzen M., Dumble S.: Comparison of UCG cavity growth CFD model predictions. 7 th International Conference on CFD in the Minerals and Process Industries CRISO, Melbourne, Australia, December Michalski L., Eckersdorf K., Kucharski J.: Termometria. Przyrządy i metody. Łódź, Wyd. Politechniki Łódzkiej Nourozieh H. i inni: Simulation Study of Undergound Coal Gasification in Alberta Reservoirs: Geological Structure and Process Modeling. Energy and Fuels 2010, Vol Olness D. U.: The underground coal gasification station at Lisichansk. Lawrence Livermore Laboratory, UCRL-52572, wrzesień, Palarski J.: Pozyskiwanie metodami niekonwencjonalnymi energii z pozabilansowych pokładów węgla z uwzględnieniem ograniczenia emisji CO 2. Górnictwo i Geologia 2010, Tom 5, Zeszyt Rauk J.: Określanie temperatur w generatorach podziemnych na podstawie pomiaru stopnia pęcznienia skały stropowej. Przegląd Górniczy 1969, Nr Stańczyk K.: Czyste technologie użytkowania węgla. Katowice, Główny Instytut Górnictwa Stańczyk K. i inni: Gasification of lignite and hard coal with air and oxygen enriched air in pilot scale ex situ reactor for underground gasification. Fuel 2011, Vol Taba L. E. i inni:. The effect of temperature on various parameter in coal, biomass and CO-gasification: A review. Renewable and Sustainable Energy Reviews2012, Vol Tomeczek J.: Zgazowanie Węgla. Gliwice, Wyd. Pol. Śl Wang J. i inni: Distributed Optical Fiber Temperature Sensor Applied in Underground Coal Gasification System. IEEE Yang L.: Study of the model experiment of blinding-hole UCG. Fuel Processing Technology 2003, Vol Yang L., Liang J., Yu Li.: Clean coal technology Study on the pilot Project experiment of underground coal gasification. Energy 2003, Vol Yang L.: Study on the model experiment and numerical simulation for underground coal gasification. Fuel 2004, Vol Yang L. i inni: Experimental Study of Shaftless Underground Gasification in Thin High-Angle Coal Seams. Energy and Fuels 2007, Vol Yang L. I inni: Field test of large scale hydrogen manufacturing from underground coal gasification (UCG). International Journal of Hydrogen Energy 2008, Vol. 33.

36 Nr 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY 33 Techniczno-ekonomiczne aspekty stosowania trójgeneracyjnych układów energetycznych w podziemnych kopalniach węgla kamiennego Technical and economic aspects of the use of trigeneration power systems in underground coal mines UKD : Mgr inż. Adam Niewiadomski* ) Dr inż. Paweł Wrona* ) Treść: Wykorzystanie metanu w kopalniach podziemnych węgla kamiennego może stać się istotnym elementem oszczędności, a także może zredukować emisję tego gazu do atmosfery. W artykule przedstawiono ideę stosowania kogeneracyjnych i trójgeneracyjnych układów energetycznych zasilanych metanem pochodzącym z procesu odmetanowania w kopalniach węgla kamiennego. Podano dwa przykłady zastosowania urządzeń pracujących w układzie trójgeneracyjnym wraz z wyznaczonymi szacunkowymi korzyściami płynącymi z ich wdrożenia. Obliczono, że dla pierwszego przykładu istnieje możliwość produkcji własnej energii elektrycznej na poziomie MWh/rok oraz ciepła użytecznego GJ/rok. W drugim przykładzie wartości te wynoszą odpowiednio MWh/rok energii elektrycznej oraz GJ/rok ciepła użytecznego. W obu przykładach zainstalowane chłodziarki mogą w całości zostać zasilone energią produkowaną przez układ, pozwalając na produkcję chłodu użytecznego w zależności od stopnia zapotrzebowania. Wykazano także, że w przedstawionych rozwiązaniach redukcja emisji CO 2 osiągnięta jest w związku ze spalaniem metanu w układach i wynosi 32 % w przykładzie I oraz 15 % w przykładzie II. Abstract: The usage of methane in underground coal mines can be considered significant savings and it can decrease gas emissions to the atmosphere. This paper presents the concept of the use of cogeneration and trigeneration systems fueled by methane from coal mine. Two options for the utilization of devices using the trigeneration system has been presented along with the estimated profits coming from its use. For the first example, it was computed that there is a possibility to produce electricity at the level of MWh/year and useful heat at GJ/year. For the second example the values are MWh/ year and GJ/year, respectively. The coolers that are considered in these examples can be fed by that energy in both cases and produce cool, depending on the demand. It was also proved that in the given solutions it is possible to reduce CO 2 emission by 32 % in the first case and by 15 % in the second one. Słowa kluczowe: metan, kogeneracja, trójgeneracja Key words: methane, cogeneration, trigeneration 1. Wprowadzenie Do podstawowych celów każdego istniejącego przedsiębiorstwa należy dążenie do maksymalizacji zysku. Ta zasada dotyczy również kopalń węgla kamiennego, w szczególności w obecnych warunkach rynkowych. Jedną z metod na osiągnięcie lepszych wyników finansowych jest redukcja kosztów związanych z produkcją. Częściowym rozwiązaniem * ) Politechnika Śląska, Gliwice. mogą być inwestycje w wykorzystanie metanu. Obecnie ten węglowodór jest często traktowany wyłącznie jako zagrożenie, które winno być zwalczane oraz jako odpad powstały w wyniku eksploatacji węgla. Natomiast bardziej właściwym jest podejście do metanu jako kopaliny towarzyszącej i źródła energii. Wykorzystanie metanu może stać się istotnym elementem oszczędności. Rozwiązaniem prowadzącym do jego wykorzystania są układy kogeneracyjne oraz trójgeneracyjne [1]. Dzięki kogeneracji kopalnie mogą częściowo pokryć swoje zapotrzebowanie na media, tj. energię elektryczną

37 34 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2014 i ciepło użyteczne, a w przypadku układów trójgeneracyjnych, również chłód użyteczny. Nadmienić należy również fakt ograniczenia emisji metanu do atmosfery ze względu na jego spalanie oraz emisji CO 2, która przy zastosowaniu tego typu układów jest niższa niż w przypadku produkcji energii z konwencjonalnych paliw. Wynika to bezpośrednio z reakcji spalania metanu. Spalając 1 Mg metanu otrzymujemy 2,75 Mg CO 2, co przy stosunku szkodliwości 1 Mg CH 4 do 1 Mg CO 2 wynoszącym 21 GWP (Global Warming Potential) [3], pozwala na zmniejszenie poziomu emisji w przeliczeniu na CO 2 o 18,25 Mg [7, 16]. Prowadzi to do dalszych oszczędności, w szczególności, biorąc pod uwagę doroczny wzrost opłat związanych z emisją ww. gazów do atmosfery. W praktyce układy te rozwiązywane są z zastosowaniem modułów wykorzystujących silnik zasilany gazem, który napędza generator, produkujący energię elektryczną, układów odbierania ciepła z silnika i spalin oraz modułów wytwarzających energię chłodniczą i pracujących w oparciu o chłodziarki absorpcyjne oraz sprężarkowe. W niniejszym artykule przedstawiono dwa przykłady zastosowania urządzeń wraz z szacowaniem korzyści płynących z ich wdrożenia w zakładach górniczych. 2. Przykład zastosowania urządzeń w układzie trójgeneracyjnym W celu przedstawienia korzyści płynących z zastosowania trójgeneracji w niniejszym artykule zaprezentowano przykładowe rozwiązania urządzeń oparte na danych dotyczących odmetanowania wybranych kopalń Górnośląskiego Zagłębia Węglowego (raport Głównego Instytutu Górnictwa [8]). Wybrane zestawy urządzeń dobrane zostały dla kopalni o ilościach metanu uzyskiwanego w procesie odmetanowania równych 65,71 m 3 CH4/min w prezentowanym przykładzie I oraz 27,23 m 3 CH4/min w przykładzie II. Celem przykładów jest zaprezentowanie różnic osiąganych efektów ekonomicznych inwestycji Przykład I Urządzenia w przedstawionym przykładzie I zostały dobrane dla kopalni na potrzeby artykułu nazwanej K1. Ilość metanu uzyskiwanego w procesie odmetanowania dla kopalni K1 wynosi 65,71 m 3 CH4/min [8]. Udział metanu w mieszaninie metanowo-powietrznej przyjęto na poziomie 50 % (zapewniającym stabilną pracę silników) oraz odpowiednio wartość opałową mieszaniny 18MJ/m 3. Wybrany został wariant z zastosowaniem dwóch silników gazowych TCG 2032 V12 oraz jednego silnika gazowego TCG 2032 V16 firmy MWM połączone generatorami AVK DIG 150 firmy Cummins Generator Technologies za pomocą sprzęgła elastycznego skrętnego [2, 9]. Dane techniczne silnika TCG 2032 V12 50Hz: zdolność produkcyjna energii elektrycznej 3,3 MW, zdolność produkcyjna ciepła użytecznego ±8 % - 3,2 MW, obroty 1000 min -1, sprawność elektryczna 44,1 %, sprawność cieplna 42,4 %, sprawność całkowita 86,5 % [9]. Dane techniczne silnika TCG 2032 V16 50Hz: zdolność produkcyjna energii elektrycznej 4,3 MW, zdolność produkcyjna ciepła użytecznego ±8 % 4,2 MW, obroty 1000 min -1, sprawność elektryczna 44,1 %, sprawność cieplna 42,7 %, sprawność całkowita 86,8 % [9]. Przy zakładanej wartości opałowej otrzymywanego metanu na poziomie 18 MJ/m 3 oraz wartościach mocy w paliwie podanych przez producenta, równych 6,321 MW dla silników TCG 2032 V12 oraz 8,400 MW dla silnika TCG 2032 V16 można otrzymać łączne zapotrzebowanie na metan 3 modułów z zależności (1) gdzie: zapotrzebowanie układu na paliwo, m 3 CH 4 /min, n liczba zainstalowanych silników, Q bi wartość mocy w paliwie dla i-tego silnika, MW, Q r wartość opałowa dostarczonego paliwa, MJ/m 3, zapotrzebowanie i-tego silnika na paliwo, m 3 CH 4 / min [13]. Ilość metanu odzyskiwana w toku prowadzonego procesu odmetanowania przez kopalnię K1, równa 65,71 m 3 CH 4 / min, jest zbliżona do poziomu zapotrzebowania, przy którym układ zaproponowanych silników będzie pracował z pełną mocą. Zainstalowany silnik TCG 2032 V16 50Hz będzie pracować na 84 %, pozostawiając zapas mocy równy 16 %, będący rezerwą w przypadku zaistnienia nadwyżki paliwa. Zapas mocy silnika został obliczony z wzoru (2) gdzie: n r zapas mocy silnika, %, strumień paliwa dostarczanego do silnika, m 3 CH 4 / min, zapotrzebowanie silnika na paliwo, m 3 CH 4 /min, strumień paliwa zasilający cały układ, m 3 CH 4 /min, zapotrzebowanie na paliwo silników pracujących z pełną mocą, m 3 CH 4 /min. Korzystając ze wzoru (3) możliwe jest wyznaczenie przewidywanej ilości wytworzonej energii elektrycznej rocznie. gdzie: E el ilość wytworzonej energii elektrycznej, MWh/rok, N eli zdolność produkcyjna energii elektrycznej silnika, MW, n si obciążenie silnika, %, n liczba zainstalowanych silników, T p czas pracy układu w roku. Przyjmując, że generator będzie pracował 8000 godzin w przeciągu roku, moduł jest wstanie wytworzyć energię elektryczną równą E el = (2 3,3 100% + 4,3 84%) 8000h = MWh/rok Ponadto, w zaproponowanym module odbiór ciepła może być realizowany poprzez: proces chłodzenia silnika oraz oleju i powietrza z turbodoładowania, tzw. obieg ciepłowodny, spalin i chłodnic awaryjnych tzw. obieg gorącowodny. (1) (2) (3)

38 Nr 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY 35 Zakładając średni okres grzewczy w kopalni równy 220 dni, możliwe jest wyznaczenie możliwości wytwórczych ciepła przez moduł na podstawie wzoru (4) gdzie: Q ilość wytworzonego ciepła użytecznego, GJ/rok, Q Qi zdolność produkcyjna ciepła użytecznego silnika, MW, n si obciążenie silnika, %, n liczba zainstalowanych silników, T p czas pracy układu w roku. Q = (2 3,2 100% + 4,2 84%) 5280h 3600s = GJ/rok W przedstawionym przykładzie, w celu wytworzenia chłodu użytecznego, zastosowano moduł chłodniczy oparty na chłodziarkach absorpcyjnych oraz sprężarkowej. Przyjęto, że ciepło odpadowe wytworzone w toku procesu, kierowane jest w pierwszej kolejności do zasilenia agregatów chłodniczych, natomiast nadwyżka wykorzystywana na potrzeby własne zakładu. Chłodziarki, ze względów bezpieczeństwa, powinny być instalowane w osobnym obiegu medium chłodniczego, połączone poprzez pośrednie wymienniki ciepła z obiegiem chłodzenia silników. Odzyskiwane ciepło z układu energetycznego służy do napędu chłodziarek, natomiast wszelkie nadwyżki mogą być przesyłane do sieci ciepłowniczej. Istotnym jest zapewnienie stałego odbioru ciepła z układu, w tym celu zainstalowane powinny również zostać chłodnice awaryjne. W skład przykładowego modułu chłodniczego wchodzą dwie chłodziarki absorpcyjne bromowo-litowe firmy York YIA HW 3B3 na obiegu ciepłowodnym i YIA HW 5C3 na obiegu gorącowodnym oraz chłodziarkę sprężarkową YLCS SA 575 [5]. Sumaryczna moc chłodnicza proponowanych urządzeń kształtuje się na poziomie 2,28 MW ch. Transport medium chłodniczego (wody lodowej o temperaturze 2 1,1 o C) odbywa się poprzez sieć rurociągów szybem na (4) dół kopalni, gdzie następuje redukcja ciśnienia oraz wymiana dostarczanej wody zimnej z odbieraną ciepłą przy wykorzystaniu podajników trójkomorowych. Następnie medium chłodnicze jest transportowane preizolowanymi rurociągami do zabudowanych w wyrobiskach górniczych chłodnic typu woda-powietrze [14, 17]. Rysunek 1 przedstawia bilans energetyczny proponowanego przykładowego rozwiązania w postaci graficznej przy wykorzystaniu wykresu Sankeya. Całkowite możliwości produkcyjne przedstawionego rozwiązania zestawione zostały w tablicy 1. Tablica 1. Możliwości produkcyjne układu w wariancie I [oprac. wł.]. Table 1. Production capacity of the system (option I) [own elaboration] Energia elektryczna Ciepło użyteczne [MWh/rok] [GJ/rok] Przykład II Przykład II obejmuje urządzenia dobrane dla kopalni nazwanej na potrzeby niniejszego artykułu K2. W przypadku kopalni K2 średnia ilość metanu uzyskiwanego w procesie odmetanowania kształtowała się na poziomie 27,23 m 3 CH4/ min [8]. Podobnie, jak w przypadku przykładu I, przyjęto udział metanu w mieszaninie metanowo-powietrznej równy 50 % oraz odpowiadającą wartość opałową równą 18 MJ/m 3. W celu porównania obu przykładów wybrane zostały urządzenia tych samych producentów. Silniki gazowe podobnie jak w poprzednio prezentowanym rozwiązaniu zostały dobrane tak, aby zapewnić pełne wykorzystanie metanu z systemu odmetanowania pozostawiając pewną rezerwę. Proponowane silniki to TCG 2020 V16 oraz TCG 2020 V20, natomiast generatory to AVK DIG 130 [2, 9]. Dane techniczne silnika TCG 2020 V16 50Hz: zdolność produkcyjna energii elektrycznej 1,56 MW, zdolność produkcyjna ciepła użytecznego ±8 % 1,58 MW, Rys. 1. Bilans energetyczny proponowanego rozwiązania [oprac. wł.] Fig. 1. Energy balance of the proposed solution [own elaboration]

39 36 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2014 obroty 1500 min -1, sprawność elektryczna 43,2 %, sprawność cieplna 43,8 %, sprawność całkowita 87,0 % [9]. Dane techniczne silnika TCG 2020 V20 50Hz: zdolność produkcyjna energii elektrycznej 2,0 MW, zdolność produkcyjna ciepła użytecznego ±8 % 1,98 MW, obroty 1500 min -1, sprawność elektryczna 43,7 %, sprawność cieplna 43,2 %, sprawność całkowita 86,9 % [9]. Analogicznie jak w poprzednim przykładzie, przy zakładanej wartości opałowej kształtującej się na poziomie 18 MJ/m 3 oraz podawanych przez producenta wartościach mocy w paliwie, równych 3,768 MW dla silnika TCG 2020 V16 oraz 4,817 MW dla silnika TCG 2020 V20 można otrzymać całkowite zapotrzebowanie na metan dla proponowanych modułów z zależności (1). Kopalnia K2 uzyskuje średnio w procesie odmetanowania 27,23 m 3 CH4/min, podobnie jak w przykładzie I, wartość ta jest zbliżona do poziomu zapotrzebowania, przy którym proponowane silniki gazowe pracować będą z pełną mocą. Za pomocą wzoru (2) wyznaczono, że w zaproponowanym układzie silnik TCG 2020 V20 50Hz pracować będzie na 91 %, pozostawiając 9 % zapas mocy, stanowiący rezerwę w przypadku pojawienia się nadwyżki paliwa na wejściu do układu Tablica 2. Możliwości produkcyjne układu w wariancie II [oprac. wł.] Table 2. Production capacity of the system (option II) [own elaboration] Energia elektryczna Ciepło użyteczne [MWh/rok] [GJ/rok] Korzyści ekonomiczne związane z zastosowaniem proponowanego rozwiązania Zgodnie z Prawem Energetycznym cena wytworzenia energii elektrycznej oraz cieplnej wyznaczana jest w oparciu o tzw. metodę kosztów unikniętych [19]. Wykorzystując tą metodę zakłada się jako cenę wytworzonej i przeznaczonej na sprzedaż energii, cenę zakupu energii z Krajowego Systemu Elektroenergetycznego [11]. Ocena efektywności ekonomicznej powinna być wykonana z pomocą mierników efektów ekonomicznych inwestycji, tj.: wartość bieżąca netto NPV (ang. Net Present Value), wewnętrzna stopa zwrotu IRR (ang. Internal Rate of Return), prosty okres zwrotu nakładów SPBT (ang. Simple Pay Back Time), dynamiczny okres zwrotu nakładów DPBT (ang Dynamic Pay Back Time). Wartość bieżąca netto NPV jest wskaźnikiem określającym możliwy do osiągnięcia zysk przy ustalonej wielkości kapitału inwestycyjnego. Inwestycja jest opłacalna, gdy wartość wskaźnika przyjmuje wartości dodatnie. Wskaźnik wyznaczany jest z zależności (5) (5) Zakładając czas pracy generatora w roku równy 8000 godzin, możliwości produkcyjnej energii elektrycznej na podstawie zależności (3) wyniosą E el = (1, % + 2,0 91 %) 8000h = MWh/rok Dodatkowo przy założeniu zgodnie z przykładem I okresu grzewczego w kopalni równego 220 dni, można wyznaczyć na podstawie wzoru (4) możliwości wytwórcze ciepła użytecznego Q = (1, % + 1, %) 5280h 3600s = GJ/rok Analogicznie, jak w zaprezentowanym wcześniej przykładzie I, w celu wytworzenia chłodu użytecznego w przykładzie II proponuje się wykorzystanie modułu chłodniczego, w którego skład wchodzą dwie chłodziarki absorpcyjne oraz chłodziarka sprężarkowa. Proponowane jest wykorzystanie dwóch chłodziarek absorpcyjnych bromowo-litowych zasilanych ciepłem odpadowym firmy York YIA HW 3B2 na obiegu ciepłowodnym i YIA HW 5C2 na obiegu gorącowodnym oraz zasilaną częścią energii elektrycznej wytworzonej w układzie chłodziarkę sprężarkową YLCS SA 530 [5]. Sumaryczna moc zainstalowanych w układzie urządzeń chłodniczych wyniesie 2,05 MW ch. Transport medium chłodniczego powinien być rozwiązany zgodnie z tym przedstawionym w przykładzie I, siecią rurociągów do podajnika, a następnie do chłodnic typu woda- -powietrze zainstalowanych w wyrobiskach [14]. Całkowite możliwości produkcyjne przedstawionego rozwiązania zestawione zostały tablicy 2. gdzie: n przewidywany okres realizacji i eksploatacji układu trójgeneracyjnego, CF t przepływy gotówki w kolejnych latach realizacji inwestycji (Cash Flow), różnica pomiędzy poniesionymi kosztami a przychodami ze sprzedaży, r stopa dyskontowa, J 0 nakłady finansowe poniesione w trakcie budowy układu trójgeneracyjnego, zdyskontowane na czas rozpoczęcia jego eksploatacji, L n wartość likwidacyjna układu trójgeneracyjnego zdyskontowana na ostatni rok jego eksploatacji, t kolejne lata realizacji i eksploatacji inwestycji [11, 15]. W celu wyznaczenia średnich rocznych przepływów gotówkowych, konieczne jest obliczenie całkowitych kosztów, do których zalicza się koszty stałe produkcji oraz koszty zmienne uzależnione od takich czynników, jak koszt transportu paliwa czy koszty związane z ochroną środowiska, jak również od wysokości przychodów związanych ze sprzedażą wytworzonej energii cieplnej oraz elektrycznej. Wartość przepływów gotówkowych wyznacza się z zależności (6) S n = Q Q C C T P1 + N el c el T P2 (6) gdzie: Q Q moc cieplna wybranego wariantu zastosowania układu trójgeneracyjnego, c c cena jednostkowa energii cieplnej, T P1,2 czas pracy układu w roku, N el moc elektryczna wybranego wariantu zastosowania układu trójgeneracyjnego, c el cena jednostkowa energii elektrycznej [11].

40 Nr 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY 37 Wewnętrzna stopa zwrotu IRR jest wskaźnikiem określającym minimalną wymaganą stopę procentową, aby inwestycja była opłacalna. Wartość stopy IRR powinna być wyższa od wartości stopy dyskonta r. Obliczając wskaźnik należy przyjąć, że wartość NPV oraz L n równe są 0 i znaleźć taką wartość IRR, która spełnia warunek (7) gdzie: CF t przepływy gotówki w kolejnych latach realizacji inwestycji (Cash Flow), różnica pomiędzy poniesionymi kosztami a przychodami ze sprzedaży, IRR wewnętrzna stopa zwrotu, J 0 nakłady finansowe poniesione w trakcie budowy układu trójgeneracyjnego, zdyskontowane na czas rozpoczęcia jego eksploatacji, t kolejne lata realizacji i eksploatacji inwestycji [11]. Prosty okres zwrotu nakładów SPBT jest wskaźnikiem określającym czas, po którym ulegają zwróceniu poniesione wydatki inwestycyjne J 0. Jest to zysk obliczony z uwzględnieniem amortyzacji oraz kosztów finansowych z zależności (8). gdzie: CF t przepływy gotówki w kolejnych latach realizacji inwestycji (Cash Flow), różnica pomiędzy poniesionymi kosztami a przychodami ze sprzedaży, J 0 nakłady finansowe poniesione w trakcie budowy układu trójgeneracyjnego, zdyskontowane na czas rozpoczęcia jego eksploatacji, SPBT prosty okres zwrotu nakładów [11]. Wskaźnik możliwy jest do wyznaczenia po założeniu stałości przepływów gotówkowych w kolejnych latach inwestycji z wykorzystaniem zależności (9) Dynamiczny okres zwroty nakładów DPBT wyznaczany z zależności 10 pozwala na wyznaczenie czasu, po jakim zdyskontowane przepływy gotówkowe osiągną wartość równą nakładom przeznaczonym na inwestycję (7) (8) (9) (10) CF t przepływy gotówki w kolejnych latach realizacji inwestycji (Cash Flow), różnica pomiędzy poniesionymi kosztami a przychodami ze sprzedaży, J 0 nakłady finansowe poniesione w trakcie budowy układu trójgeneracyjnego, zdyskontowane na czas rozpoczęcia jego eksploatacji, DPBT dynamiczny okres zwrotu nakładów [11]. Wskaźnik możliwy jest do wyznaczenia po założeniu stałości przepływów gotówkowych w kolejnych latach inwestycji z wykorzystaniem równania (11) (11) gdzie: CF t przepływy gotówki w kolejnych latach realizacji inwestycji (Cash Flow), różnica pomiędzy poniesionymi kosztami a przychodami ze sprzedaży, J 0 nakłady finansowe poniesione w trakcie budowy układu trójgeneracyjnego, zdyskontowane na czas rozpoczęcia jego eksploatacji, r stopa dyskontowa, DPBT dynamiczny okres zwrotu nakładów [11]. W celu wyznaczenia zysków związanych z inwestycją w wykonanie i eksploatację układu trójgeneracyjnego przyjęto następujące założenia: cena energii elektrycznej c el =201,36 zł/mwh, cena energii cieplnej c c = 37,43 zł/gj, stopa dyskontowa r=9,0 %. Przyjęte w niniejszym artykule roczne wykorzystanie metanu w prezentowanym przykładzie I zastosowanych urządzeń wynosi w przybliżeniu m 3 CH 4, na skutek jego spalania nastąpi emisja CO 2 na poziomie około MgCO 2 / rok, natomiast w przykładzie II wynosi w przybliżeniu m 3 CH 4 oraz emisja CO 2 na poziomie MgCO 2 /rok. Przy możliwościach produkcyjnych energii elektrycznej w zaproponowanych rozwiązaniach wynoszących MWh/rok dla urządzeń dobranych w przykładzie I oraz MWh/rok dla urządzeń w przykładzie II, dochód związany ze sprzedażą certyfikatów pochodzenia energii z kogeneracji przy wykorzystaniu gazu z odmetanowania (oznaczonych jako fioletowych zgodnie z systemem certyfikatów energetycznych) [12, 15] wynosi odpowiednio około zł/ rok oraz zł/rok. Dodatkowo przychody związane ze sprzedażą energii elektrycznej kształtują się na poziomie zł/rok dla przykładu I oraz zł/rok dla przykładu II. Natomiast energii cieplnej około zł/rok dla przykładu I oraz około zł/rok dla przykładu II. Orientacyjne koszty zakupu i eksploatacji urządzeń w proponowanych rozwiązaniach zastosowania oszacowane zostały na podstawie zależności opisywanej w pracy [6] oraz danych producentów i przedstawione w tablicy 3. Tablica 3. Zestawienie kosztów wykonania i eksploatacji oraz zysków związanych z działaniem układu trójgeneracyjnego dla proponowanych wariantów zastosowania [oprac. wł.] Table 3. Statement of operating expenses and earnings for the proposed options with the usage of the trigeneration system s installation [own elaboration] Koszty jednorazowe Przykład I Przykład II Zakup modułów CHP wraz chłodziarkami zł zł Roczne koszty eksploatacyjne Zakup oleju syntetycznego zł zł Zakup filtrów zł zł Zakup włókniny zł zł Zakup świec zapłonowych zł zł Koszty serwisowe zł zł Wynagrodzenia obsługi zł zł Legalizacja urządzeń, nieprzewidziane naprawy zł zł Suma rocznych kosztów eksploatacyjnych zł zł Roczne przychody Sprzedaż certyfikatów pochodzenia energii z kogeneracji zł zł Sprzedaż energii elektrycznej do sieci zł zł Sprzedaż energii cieplnej do sieci zł zł Suma rocznych przychodów zł zł

41 38 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2014 Na podstawie danych zawartych w tablicy 3 wykonane zostały zestawienia skumulowanych przepływów pieniężnych począwszy od roku 2014, który został przyjęty jako rok zabudowy proponowanych rozwiązań wykonania układów trójgeneracyjnych, a następnie przez dziesięcioletni okres eksploatacji. Wyznaczone skumulowane przepływy pieniężne przedstawione zostały na rysunku 2. zgodne z tzw. strategią CP (Czystszej Produkcji) [7], która powinna być elementem doskonalenia Systemu Zarządzania Środowiskiem w zakładzie i prowadzić do osiągnięcia zrównoważonego rozwoju przedsiębiorstwa. W przedstawionych rozwiązaniach redukcja emisji CO 2 osiągnięta jest w związku ze spalaniem metanu w układach i wynosi: 32 % w przykładzie I, 15 % w przykładzie II, w stosunku do uzyskiwania tej samej ilości energii poprzez spalanie węgla kamiennego. Istotnym czynnikiem z punktu widzenia ochrony środowiska jest również znaczne ograniczenie emisji metanu do powietrza atmosferycznego. 5. Podsumowanie Rys. 2. Porównanie skumulowanych przepływów pieniężnych w kolejnych latach eksploatacji proponowanych dwóch wariantów zastosowania [oprac. wł.] Fig. 2. Comparison of accumulated cash flow for each of the two proposed options in the forthcoming years [own elaboration] Dla przedstawionych czasu zabudowy układu oraz eksploatacji, wartość wskaźnika ekonomicznego NPV wyznaczona z zależności (5) osiąga wartość dodatnią już w 2 roku działania układu trójgeneracyjnego, czyli w roku 2016, dla obu wariantów urządzeń. Wewnętrzna stopa zwrotu wyznaczona z warunku (7) przy okresie eksploatacji przyjętym do 2024 roku wyniesie kolejno 69 % w przykładzie I oraz 57 % w przykładzie II. Zgodnie ze wskaźnikami prostego i dynamicznego okresu zwrotu wyznaczonych wzorami (9) i (11) obliczono, że okres zwrotu dla inwestycji w przykładzie I wyniesie 1 rok i 5 miesięcy, czyli nastąpi w maju 2016 roku, natomiast w przykładzie II 1 rok i 8 miesięcy, a więc nastąpi w sierpniu 2016 roku [15]. W tablicy 4 zestawione zostały wartości wyznaczonych wskaźników ekonomicznych. Tablica 4. Zestawienie wartości mierników efektów ekonomicznych [oprac. wł.] Table 4. Statement of indexes of economic efficiency [own elaboration] Przykład I Przykład II IRR 69% 57% SPBT -1, , DPTB -1, , Ochrona powietrza atmosferycznego Dodatkową zaletą związaną z wdrożeniem w zakładzie górniczym układu trójgeneracyjnego jest aspekt ochrony powietrza atmosferycznego, oprócz oczywistych korzyści ekonomicznych, opisanych wcześniej w niniejszym artykule, związanych ze zmniejszoną emisją gazów do atmosfery, pomaga również w kształtowaniu proekologicznego wizerunku przedsiębiorstwa w regionie. W przypadku wykorzystania układów kogeneracyjnych i trójgeneracyjnych metan nie jest traktowany jako odpad, ale jako kopalina towarzysząca będąca elementem ciągu technologicznego. Rozwiązanie takie jest Na podstawie przeprowadzonej prognozy, wprowadzenie w zakładach górniczych rozwiązań technicznych w postaci układów trójgeneracyjnych niesie za sobą wiele zalet, jak również wiąże się z wymiernymi oszczędnościami dla przedsiębiorców. Przykład I urządzeń proponowany dla ilości metanu pozyskiwanej w procesie odmetanowania kopalni K1 równej 65,71 m 3 CH 4 /min przy stałej stabilnej zapewnia produkcję własną energii elektrycznej na poziomie MWh/rok oraz ciepła użytecznego GJ/rok. Dodatkowym elementem jest możliwość stosowania chłodziarek o sumarycznej mocy chłodniczej na poziomie 2,28 MW ch, w całości zasilanych energią elektryczną oraz cieplną pochodzącą z układu, które przy sprzężeniu układu trójgeneracyjnego z układem klimatyzacji centralnej pozwalają na produkcję chłodu użytecznego w zależności od stopnia zapotrzebowania kopalni. Przykład II zaproponowany dla kopalni K2 uzyskującej w procesie odmetanowania 27,23 m 3 CH4/ min cechuje się produkcją energii elektrycznej na poziomie MWh/rok oraz ciepła użytecznego GJ/rok. Podobnie jak w przykładzie I, zainstalowane chłodziarki mogą w całości zostać zasilone energią produkowaną przez układ, pozwalając na produkcję chłodu użytecznego w zależności od stopnia zapotrzebowania. Opierając się na przeprowadzonej szacunkowej analizie kosztów i przychodów związanych z wdrożeniem proponowanych rozwiązań można stwierdzić szybki zwrot nakładów inwestycyjnych, już w drugim roku działania układu dla obu przykładów i znaczne korzyści w kolejnych latach eksploatacji. Modułowy charakter układów pozwala na stosunkowo łatwe rozwinięcie możliwości produkcyjnych w przypadkach wystąpienia stałego zwiększenia ilości uzyskiwanego metanu, gdy jest to ekonomicznie uzasadnione. Należy jednak przyjąć, że przedstawione w niniejszym artykule wyniki ze względu na swój prognostyczny oraz miejscami szacunkowy, obarczony pewnymi uproszczeniami, charakter są przybliżone i mogą różnić się od stanu faktycznego. Osiągnięcie korzyści związanych z zastosowaniem proponowanych rozwiązań uzależnione jest od szeregu czynników, do których należy zaliczyć m.in., ilość oraz jakość mieszaniny metanowo-powietrznej uzyskiwanej w procesie odmetanowania oraz stan istniejącej infrastruktury kopalnianej. Literatura 1. Bibbler C., Carothers P.: Overview of coal mine gas use technologies. Second International Methane Mitigation Conference Novosybirsk Cummins Generator Technologies Products.

42 Nr 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY Global Warming Potentials. United Nations Framework Convention on Climate Change Informator REA. Biuletyn Centrum Badań Środowiska Abiotycznego 2004, Nr Johnson Controls Products & Solutions, Industrial HVAC. johnsoncontrols.co.uk/content/gb/en/products/building_efficiency/ product_information/integrated-hvac-systems/industrial-hvac.html 6. Kalina J.: Analiza i optymalizacja techniczno-ekonomiczna małych układów skojarzonego wytwarzania ciepła i energii elektrycznej. Rozprawa doktorska, Instytut Techniki Cieplnej, Krajowe Centrum Wdrożeń Czystszej Produkcji, Główny Instytut Górnictwa Krause E., Sebastian Z.: Zagrożenia Gazowe. Raport roczny (2012) o stanie podstawowych zagrożeń naturalnych i technicznych w górnictwie węgla kamiennego. Pod red. Konopko W. GIG. Katowice 2013, s MWM GmbH Produkte Nawrat S., Kuczera Z., Łuczak R., Życzkowski P., Napieraj S., Gatnar K.: Utylizacja metanu z pokładów węgla w polskich kopalniach podziemnych. Uczelniane Wydawnictwa Naukowo-Dydaktyczne. Kraków Postrzednik S., Wawro A.: Możliwość zastosowania gazowych silników spalinowych w układach skojarzonej produkcji energii, ciepła i chłodu. Journal of KONES Internal Combustion Engines 2002, Nr Rozporządzenie Ministra Gospodarki z dnia 18 października 2012 r. w sprawie szczegółowego zakresu obowiązków uzyskania i przedstawienia do umorzenia świadectw pochodzenia, uiszczenia opłaty zastępczej, zakupu energii elektrycznej i ciepła wytworzonych w odnawialnych źródłach energii oraz obowiązku potwierdzania danych dotyczących ilości energii elektrycznej wytworzonej w odnawialnym źródle energii. (Dz. U poz z późn. zm). 13. Rozporządzenie Ministra Gospodarki z dnia 26 lipca 2011r. w sprawie sposobu obliczania danych podanych we wniosku o wydanie świadectwa pochodzenia z kogeneracji oraz szczegółowego zakresu obowiązku uzyskania i przedstawienia do umorzenia tych świadectw, uiszczenia opłaty zastępczej i obowiązku potwierdzania danych dotyczących ilości energii elektrycznej wytworzonej w wysokosprawnej kogeneracji. (Dz. U nr 176 poz z późn. zm.). 14. Siemag Tecberg Mine and tunnel cooling systems Skorek J.: Technical and economical analysis of exploitation of gas fired small scale combined heat and power systems in Poland. Archiwum Energetyki 2012, T. 42 Nr Sułkowski J., Wrona P.: Emisja CO2 do atmosfery ze zlikwidowanego szybu kopalnianego na terenie Zabrza. Zeszyty Naukowe. Górnictwo z Szlązak N., Obracaj D., Borowski M., Szlązak A.: Efektywność pracy skojarzonego systemu energetyczno-chłodniczego. XXXV Jubileuszowe Dni Chłodnictwa: kierunki badań i aktualne rozwiązania techniczne urządzeń oraz systemów chłodniczych i klimatyzacyjnych. Konferencja naukowo-techniczna. Rydzyna, 8 9 września Tor A., Gospodarcze wykorzystanie metanu z pokładów węgla. XVI Dni Techniki Oddziału Chorzowsko-Rudzkiego. Siemianowice Śląskie, 16 października 2012 r. 19. Ustawa z dnia 10 kwietnia 1997r Prawo energetyczne. (Dz.U nr 54 poz. 348 z późn. zm.).

43 40 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2014 UKD : : /.84 Problem stateczności płytkich pustek w górotworze, a możliwość powstania zapadliska na powierzchni Problem of the shallow cavern stability and the possibility of sinkhole formation on the surface Prof. dr hab. inż. Piotr Strzałkowski* ) Treść: W pracy przedstawiono zagadnienie oceny stateczności płytkiej pustki pogórniczej wyrobiska korytarzowego, w oparciu o teorię sklepienia ciśnień A. Sałustowicza na wybranym przykładzie. W dalszej kolejności dokonano obliczenia stanu odkształceń górotworu w stropie wyrobiska, który wywołała eksploatacja górnicza prowadzona w pokładach zalegających poniżej. Otrzymane wyniki obliczeń porównano z wartościami odkształceń granicznych, wyciągając wnioski odnośnie możliwości utraty stateczności pustki. Przedstawiono również pod dyskusję możliwość prognozowania zapadliska przy zastosowaniu teorii W. Budryka-S. Knothego. Abstract: This paper presents the problem of stability assessment of the shallow cavern dog heading on the basis of the pressure arch theory by A. Sałustowicz. In the next stage calculations of the state of rock mass deformation in the ridge, caused by mining exploitation in coal seams deposited underneath were performed. The obtained results of the calculations were compared with the values of limit deflections which resulted in conclusions concerning the risk of the cavern stability loss. The possibility of forecasting the sinkhole by the use of W. Budryk-S. Knoth theory was presented. Słowa kluczowe: górnictwo węgla kamiennego, górotwór, eksploatacja Key words: mining industry, rock mass, exploitation 1. Wprowadzenie Górny Śląsk, jak wiele innych zagłębi górniczych, charakteryzuje duża liczba płytkich podziemnych wyrobisk, stwarzających zagrożenie powstawaniem deformacji nieciągłych. Na problem ten i jego skalę zwrócono uwagę m.in. w pracy [2]. Jak to wynika z szeregu prac [1, 5, 6], szczególne zagrożenie związane jest z wyrobiskami zlokalizowanymi na głębokościach mniejszych od 80 m 100 m. Należy również dodać, że częstą przyczyną powstawania zapadlisk na powierzchni jest utrata stateczności płytkich wyrobisk korytarzowych, wykonywanych przed laty w obudowie drewnianej, która traciła podporność wskutek butwienia. Z tworzeniem się deformacji nieciągłych powierzchniowych zapadlisk, spotyka się w dalszym ciągu pomimo odległego czasu wykonania wyrobisk. Analizując rozmieszczenie płytkich wyrobisk należy również zauważyć, że obejmują one wiele terenów zurbanizowanych, a liczba odnotowanych zapadlisk jest relatywnie bardzo niewielka w stosunku do dawnej, płytkiej eksploatacji. Przyczyn tego należy, zdaniem autora, upatrywać w dokonywaniu eksploatacji w kolejnych pokładach zalegających poniżej płytkich wyrobisk. Wywoływanie przez kolejne eksploatacje odkształceń górotworu powodować może osiągnięcie stanu granicznego deformacji dla poszczególnych rodzajów skał zalegających w stropie, a w dalszej konsekwencji utratę stateczności wyrobiska, tym łatwiejszą do * ) Politechnika Śląska, Gliwice. osiągnięcia, że jego obudowa bądź straciła swoją podporność, bądź uległa całkowitemu zniszczeniu. Ważnym zagadnieniem jest w tej sytuacji podanie sposobu oceny stopnia zagrożenia wystąpieniem zapadliska. Można oczywiście stosować metody numeryczne do oceny stateczności pustki w górotworze związanej z płytkim wyrobiskiem, jak to uczyniono w pracy [6]. Przygotowanie danych i wykonanie obliczeń wymaga jednak pewnego nakładu czasu, a także dysponowania licencjonowanym oprogramowaniem. Dlatego w ramach niniejszej pracy zaproponowano prosty, inżynierski sposób oceny stateczności pustki, wykorzystując teorię sklepienia ciśnień A. Sałustowicza [4]. Powszechnie znana teoria sklepienia ciśnień [4] oparta została na zagadnieniu płaskiej tarczy sprężystej z otworem eliptycznym. Strefa odprężona wokół wyrobiska obciążająca obudowę swym ciężarem ma kształt elipsy, której stosunek osi n, wyraża równanie gdzie: p z, p x składowe pionowa i pozioma ciśnienia pierwotnego, R r wytrzymałość skał stropowych na jednoosiowe rozciąganie, s xmax składowa pozioma maksymalnego naprężenia w stropie i w spągu elipsy. W przypadku, gdy n<0 strefa spękań wokół wyrobiska nie powstaje, gdyż s x max < R r (1)

44 Nr 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY 41 A. Sałustowicz uprościł obliczenia i potraktował wycinek elipsy tak, jak byłby on wycinkiem paraboli. Interesującą analizę rozwiązania przeprowadzono w pracy [8], wskazując na przypadki, w których długość osi poziomej elipsy może być większa od pionowej. Rozwiązanie A. Sałustowicza posiada zatem tę zaletę, że pozwala w prosty sposób określić, czy pozostawiona bez obudowy w górotworze płytka pustka o małych gabarytach mogła przejść w stan zawału. Stanowi to punkt wyjściowy do rozważań dotyczących powstania ewentualnego zapadliska na powierzchni. Oczywiście odrębnym problemem jest to, czy pustka pozostawiona w górotworze poddana była oddziaływaniu eksploatacji prowadzonej w kolejno wybieranych pokładach. W przypadku podbierania pustki można w łatwy sposób określić stan odkształceń górotworu w jej rejonie, stosując np. teorię W. Budryka-S. Knothego [3]. W dalszej kolejności można dokonać porównania obliczonych wartości odkształceń z wartościami granicznymi dla danej skały, zalegającej w stropie pustki, jak to zaproponowano w pracy [6]. Pozostaje także problem określenia ewentualnych wymiarów zapadliska. W pracy rozważono zastosowanie do tego celu teorii W. Budryka-S. Knothego, wychodząc z założenia, że wymiary (szerokość) pustki i głębokość jej lokalizacji pozostają do siebie w stosunku odpowiadającym stosunkowi długości pojedynczej ściany do głębokości rzędu około 1000 metrów. około 15 m 20 m. Eksploatację prowadzono systemem zabierkowym. Na rysunku 1 przedstawiono szkic rozmieszczenia robót górniczych w pokładzie 349/1. Podano na nim również kotę powierzchni H p w odniesieniu do poziomu morza i zaznaczono położenie punktu obliczeniowego, który wybrano do dalszych analiz. Punkt ten związany jest z chodnikiem podstawowym, którego spąg na podstawie mapy przyjęto na głębokości 22 m. Założono przy tym, że wysokość chodnika wynosiła 2 m, a jego szerokość 3 m. 2. Analiza warunków geologiczno górniczych przypadku prowadzenia płytkiej eksploatacji Teren w rejonie rozpatrywanych robot górniczych charakteryzują niewielkie różnice wysokości. Zabudowę tworzą bloki mieszkalne 5 kondygnacyjne, zabudowa mieszkalna w postaci domów jednorodzinnych szeregowych i wolnostojących oraz budynek kościoła. Na podstawie otworu wiertniczego szybu B. można stwierdzić, że górotwór zbudowany został w analizowanym rejonie z warstw nadkładu czwartorzędowego oraz karbonu produktywnego. Nadkład zbudowany został z warstw gleby, piasku i margli. Karbon tworzą warstwy: rudzkie z pokładami grupy 400, siodłowe z pokładami grupy 500 oraz porębskie z pokładami grupy 600. Górotwór karboński tworzą naprzemianległe warstwy łupków i piaskowców, których udział wzrasta wraz z głębokością. Profil litologiczny górotworu do głębokości 41.3 m charakteryzuje tabela 1, w której podano miąższości warstw h oraz charakterystyczne dla poszczególnych skał wartości: ciężaru objętościowego g i wytrzymałości na rozciąganie R r. Tablica 1. Budowa górotworu i własności skał w rozpatrywanym rejonie wg [6]. Table 1. Structure of rock mass and the properties of rocks in the considered area acc. to [6] Skała g MPa/m h m R r MPa grunt piasek margle piaskowiec węgiel łupek miękki Przedmiotem płytkiej eksploatacji w rozpatrywanym rejonie był pokład 349/1. Pokład ten wybierany był z zawałem stropu na wysokość 1,3 m w latach , na głębokości Rys. 1. Płytka eksploatacja w pokładzie 349/1 Fig. 1. Shallow exploitation in seam no. 349/1 Stosując dla podanych warunków lokalizacji chodnika podstawowego teorię sklepienia ciśnień A. Sałustowicza można otrzymać przy założeniu wartości liczby Poissona m = 8 dla stropu wyrobiska (H=20 m), następujące wyniki obliczeń: Składowa pionowa ciśnienia pierwotnego p z = 0,447 MPa Składowa pozioma ciśnienia pierwotnego p x = 0,064 MPa. Dla powyższych warunków stosunek osi elipsy wynosi n = 20,5, co oznacza, że nie wytworzyła się strefa odprężona wokół wyrobiska. Występował zatem stan stateczności górotworu, a pustka związana z chodnikiem podstawowym w przypadku braku obudowy nie przeszłaby w stan zawału. W następnych latach, od 1911 r. do 1956 r., prowadzono dalszą eksploatację górniczą w pokładach zalegających poniżej pokładu 349/1. Podstawowe dane na temat warunków geologiczno górniczych prowadzonej eksploatacji zestawiono w tabeli 2, a na rysunku 2 pokazano schematycznie położenie punktu obliczeniowego względem wybranych pól. Jak widać z tablicy 2, eksploatacja w całości prowadzona była z podsadzką hydrauliczną. Głębokość eksploatowanych pól wahała się od około 230 m do około 420 m, a miąższość wybieranych warstw lub pokładów wynosiła od 1.3 m do 6.0 m. W dalszej kolejności przeprowadzono obliczenia wpływu dokonanej eksploatacji górniczej na punkt zlokalizowany w stropie wyrobiska. Do obliczeń zastosowano teorię W. Budryka-S. Knothego [3], wykorzystując program DEFK-Win [7]. Do obliczeń przyjęto następujące wartości parametrów:

45 42 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2014 Tablica 2. Podstawowe dane o eksploatacji górniczej prowadzonej w rozpatrywanym rejonie Table 2. Basic data on the exploitation running in the considered area Pokład Ściana/ parcela Początek ekspl. Koniec ekspl. Grub. pokł. m Kąt up. deg Głębokość m Odległość km Kierunek Kąt odl deg a System NE ph NE ph N ph W ph SW ph S ph S ph SE ph NW ph NW ph Bezp ph NE ph Bezp ph S ph N ph E ph W ph SW ph S ph Rys. 3. Odkształcenia poziome maksymalne E max oraz pionowych E z stropu wyrobiska dla kolejnych lat prowadzonej eksploatacji Fig. 3. Maximum horizontal E max and vertical E z deformations of the ridge for the forthcoming years of exploitation Rys. 2. Schemat rozmieszczenia wybranych w latach pól względem rozpatrywanego wyrobiska Fig. 2. Layout of the selected fields in relation to the considered excavation between 1914 and 1956 współczynnik kierowania stropem a = 0.25 tangens kąta zasięgu wpływów głównych tgb = 2, przy liniowej zmienności tego parametru w górotworze. Wyniki obliczeń dla wybranych okresów prowadzenia eksploatacji, przy założeniu natychmiastowego ujawniania się jej wpływów na górotwór przedstawiono na rysunku 3. Pokazano na nim przebiegi odkształceń poziomych maksymalnych E max oraz pionowych E z. Jak widać z rysunku, odkształcenia pionowe (ściskające) przyjmowały wartości od -1,11 mm/m do -3,64 mm/m. Maksymalne wartości odkształceń poziomych przekraczały 10 mm/m. Należy zatem uznać, że do utraty stateczności pustki mogło dojść w pierwszym okresie prowadzenia eksploatacji górniczej, tj. około 1920 r., co z uwagi na bardzo małą głębokość lokalizacji pustki musiało skutkować powstaniem zapadliska na powierzchni. W analizowanym przypadku stosunek szerokości chodnika do głębokości lokalizacji wynosi 0,14. Taki sam stosunek otrzymuje się w przypadku eksploatacji prowadzonej ścianą o długościach 150 m (typowa długość ściany podsadzkowej), na głębokości przeszło 1000 m. Analogia ta nasuwa skojarzenie o możliwości zastosowania teorii Budryka-Knothego do prognozy wielkości zapadliska, jakie utworzyć się winno na

46 Nr 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY 43 powierzchni w wyniku utraty stateczności wyrobiska korytarzowego wskutek dokonywania eksploatacji w pokładach niżej leżących. Oczywiście oddzielną kwestią jest przyjmowanie odpowiednich wartości parametrów do obliczeń. Na przykład współczynnik kierowania stropem dla małego pola w stosunku do głębokości pola eksploatacji przyjmuje zdecydowanie mniejsze wartości niż w przypadku pól o dużych rozmiarach (zagadnienie płaskie). Spotyka się tu np. wartość na poziomie 0,3. Na rysunku 4 pokazano przykładowy przebieg obniżeń powierzchni w przypadku przejścia w stan zawału rozpatrywanego chodnika na głębokości 22 m. Należy także pamiętać, że teoria ta opisuje z założenia deformacje ciągłe, których kształt odbiega od typowych zapadlisk. Można jednak z łatwością uzyskać typowy dla zapadliska kształt leja prowadząc styczne do niecki w punktach maksymalnych nachyleń, jak to pokazano na rysunku 4 linią w kolorze czerwonym. Propozycja ta ma z podanych wyżej względów charakter dyskusyjny, lecz można uznać, że warta jest przemyślenia i dlatego została w tym miejscu przedstawiona. Oczywistą rzeczą jest, że ewentualne możliwości jej stosowania uwarunkowane są prowadzeniem dalszych, szczegółowych obserwacji w terenie i stosownych analiz oraz określenia właściwych wartości parametrów do obliczeń. Rys. 4. Prognozowany kształt i wielkość zapadliska Fig. 4. Forecasted shape and size of the sinkhole 3. Podsumowanie W XIX w. i w początkach XX w. na Górnym Śląsku prowadzono eksploatację pokładów węgla kamiennego na małych głębokościach. Pozostałością po tej eksploatacji są płytkie pustki, związane najczęściej z nie zlikwidowanymi wyrobiskami korytarzowymi. Problem ten występuje na szeroką skalę z uwagi na rozmiary dokonanej eksploatacji, stanowiąc potencjalne zagrożenie dla terenów o wysokim stopniu zurbanizowania. Równocześnie należy zauważyć, że liczba powstających zapadlisk w stosunku do potencjalnych możliwości ich wystąpienia jest relatywnie mała. Ten stan rzeczy, zdaniem autora, spowodowany jest wcześniejszą likwidacją pustek wskutek dokonywania eksploatacji w pokładach niżej leżących. W ramach pracy przedstawiono możliwości wykorzystania teorii Sałustowicza dla celów oceny stateczności pustki. Zaproponowano również obliczanie stanu odkształceń górotworu wywołanego dalszą eksploatacją górniczą w celu porównania wyników z wartościami odkształceń granicznych. Założono zatem, że osiągnięcie stanu odkształceń granicznych warstwy stropowej jest warunkiem utraty stateczności górotworu w rejonie pustki. Poddano także pod dyskusję możliwość stosowania teorii Budryka-Knothego dla celów prognoz geometrii zapadlisk. Literatura 1. Chudek M., Janusz W., Zych J.: Studium dotyczące rozpoznania tworzenia się i prognozowania deformacji nieciągłych pod wpływem podziemnej eksploatacji złóż. Zeszyty Naukowe Politechniki Śląskiej, seria Górnictwo, zeszyt nr 141, Gliwice Chudek M., Strzałkowski P. Ścigała R.: Charakterystyka wybranych obszarów zagrożonych występowaniem deformacji nieciągłych na Górnym Śląsku. Budownictwo Górnicze i Tunelowe. 1/2013 (str ) 3. Knothe S.: Prognozowanie wpływów eksploatacji górniczej. Wydawnictwo "Śląsk". Katowice Sałustowicz, A.: Zarys mechaniki górotworu. Wydawnictwo Śląsk. Katowice Strzałkowski P.: Zarys ochrony terenów górniczych. Wyd. Pol. Śl. Gliwice Strzałkowski P., Tomiczek K.: Proposal of a methodology assessing the risk of sink holes formation in mining areas. Artykuł złożony do druku. 7. Ścigała R.: Komputerowe wspomaganie prognozowania deformacji górotworu i powierzchni wywołanych podziemną eksploatacją górniczą. Wyd. Pol. Śl. Gliwice Tajduś A., Cała M., Tajduś K.: Geomechanika w budownictwie podziemnym. Projektowanie i budowa tuneli. Wydawnictwo AGH. Kraków Tomiczek K.: O zachowaniu się skał w warunkach naprężeń rozciągających. Budownictwo Górnicze i Tunelowe, nr , Wydawnictwo Górnicze, Katowice 2007

47 44 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2014 UKD : : Podstawowe właściwości materiałów podsadzkowych stosowanych do zabiegów hydraulicznego szczelinowania złóż węglowodorów Basic properties of proppants used in hydraulic fracturing treatments of hydrocarbon deposits Mgr inż. Mateusz Masłowski* ) Dr inż. Marek Czupski* ) Treść: W artykule przedstawiono charakterystykę zabiegu hydraulicznego szczelinowania z podsadzką w złożach węglowodorów. Scharakteryzowano materiały podsadzkowe stosowane do wypełnienia szczeliny. Opisano także normy i procedury badawcze stosowane do wyznaczania podstawowych właściwości materiału podsadzkowego. Następnie przedstawiono uzyskane wyniki pomiarów tych właściwości dla wybranych podsadzek wraz z zaleceniami ich stosowania do konkretnych warunków złożowych. Abstract: This paper presents the characteristics of hydraulic fracturing treatments of hydrocarbon deposits with proppants. The proppants used to fill the fracture were described. Standards and procedures for the research used to determine the basic parameters of the proppant were presented as well. Finally, the obtained results of the properties measurements for the selected proppants along with recommendations of their use to the specific deposit conditions were analyzed. Słowa kluczowe: hydrauliczne szczelinowanie, podsadzki, podstawowe właściwości podsadzek Key words: hydraulic fracturing, proppants, basic properties of proppants 1. Wprowadzenie Hydrauliczne szczelinowanie z podsadzką jest jedną z najstarszych metod stymulacji konwencjonalnych złóż węglowodorów [4, 5, 13]. Zabieg ten przeprowadza się w skale piaskowcowej, jak i również węglanowej charakteryzującej się małą lub bardzo małą przepuszczalnością. Wykonuje się go w celu zwiększenia powierzchni kontaktu odwiertu ze złożem oraz połączenia odwiertu poprzez szczelinę z bardziej odległymi partiami złoża [4]. Powstanie szczeliny w złożu następuje w wyniku mechanicznego oddziaływania naprężeń rozrywających caliznę skał złożowych [4]. Naprężenia te powstają w wyniku działania ciśnienia cieczy zwanej cieczą szczelinującą, zatłaczanej do złoża pod ciśnieniem większym od ciśnienia szczelinowania złoża. Jako ciecze szczelinujące stosuje się najczęściej wodne roztwory polimerów liniowych i sieciowanych (quar, HPG lub CMHPG) wraz z dodatkami [4]. * ) Instytut Nafty i Gazu Państwowy Instytut Badawczy, Oddział Krosno Propagacja szczeliny odbywa się w płaszczyźnie prostopadłej do kierunku najmniejszego naprężenia głównego występującego w złożu. Wyróżnia się dwa rodzaje szczelin, tj. poziomą i pionową. Podczas trwania zabiegu, ciecz szczelinująca powinna posiadać w warunkach złożowych lepkość pozorną rzędu co najmniej 100 mpa s przy szybkości ścinania 40 s -1, ponieważ przyjmuje się, że taka szybkość ścinania występuje w szczelinie [4]. Natomiast po przeprowadzeniu zabiegu, jej lepkość powinna zostać zmniejszona do wartości kilku mpa s, a tym samym zapewnić łatwy jej odbiór ze szczeliny na powierzchnię odwiertu oraz zminimalizować uszkodzenie przepuszczalności i przewodności szczeliny [4]. Wydobycie węglowodorów ze złóż niekonwencjonalnych jest stosunkowo nową gałęzią przemysłu naftowego. Złoża niekonwencjonalne to między innymi [3,10]: złoża typu zamkniętego (tight gas) oraz formacje łupkowe (shale gas). Eksploatacja ich jest ekonomiczna jedynie po wykonaniu wielu zabiegów hydraulicznego szczelinowania z podsadzką, prowadzących do uzyskania w skale systemu licznych

48 Nr 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY 45 szczelin i mikropęknięć, umożliwiających uwolnienie się zaadsorbowanego gazu oraz przepływ płynów złożowych z sieci porów do odwiertu [8, 10]. Taka sieć szczelin pozwoli na uzyskanie dużej powierzchni kontaktu złoża z odwiertem. Znaczną liczbę zabiegów w łupkach kruchych przeprowadza się z użyciem cieczy nieagresywnej o bardzo niskiej lepkości, nieprzekraczającej 10 mpa s. Technologia ta nosi nazwę slickwater fracturing [3,8,10]. Jako ciecze szczelinujące stosuje się wodne roztwory poliakryloamidu (w ilości nieprzekraczającej 1 %) lub naturalnego polimeru liniowego (w ilości 0,6 1,2 kg/m 3 ). Geometria utworzonych szczelin w formacjach łupkowych jest bardzo złożona i zależna od obszarów zdolnych do pękania. Zarówno w przypadku zabiegów stymulacyjnych wykonywanych na złożach konwencjonalnych, jak i niekonwencjonalnych, należy powstałą szczelinę podsadzić materiałem podsadzkowym (proppantem), zapobiegającym całkowitemu jej zamknięciu, gdy ciśnienie po zabiegu spadnie poniżej ciśnienia zamknięcia szczeliny. Materiał podsadzkowy jest transportowany z powierzchni na dno odwiertu i do szczeliny za pomocą płynów szczelinujących mających nazwę nośnika. To, w jaki sposób i ile podsadzki zostanie zatłoczone do szczeliny decyduje o przepuszczalności i hydroprzewodności szczeliny. Dlatego też materiał podsadzkowy musi charakteryzować się wieloma odpowiednimi właściwościami, które zostaną omówione w dalszej części artykułu. Schemat wykonania zabiegu hydraulicznego szczelinowania z podsadzką przedstawia rysunek 1 [1, 11, 12]. 2. Rodzaje stosowanych materiałów podsadzkowych. Do zabiegów hydraulicznego szczelinowania jako materiał podsadzkowy, stosuje się najczęściej [4, 10, 13]: piasek kwarcowy; piasek kwarcowy żywicowany; ultralekką podsadzkę ceramiczną (ULWCP Ultra- Lightweight Ceramic Proppants); lekką podsadzkę ceramiczną (LWCP Lightweight Ceramic Proppants); podsadzkę ceramiczną o średniej wytrzymałości (ISP Intermediate-Strength Proppants); podsadzkę o wysokiej wytrzymałości (HSP High- Strength Proppants); Tradycyjnym materiałem podsadzkowym jest odpowiednio przygotowany i sprawdzony naturalny piasek kwarcowy [4, 10]. Zalicza się go do grupy podsadzek o niskiej wytrzymałości na ściskanie. Głównym jego składnikiem jest krzemionka (kwarc) SiO 2, stanowiąc około 80 99,8% podsadzki. Jest on wydobywany metodą odkrywkową, a następnie ziarna piasku są przesiewane, segregowane i mieszane we właściwych proporcjach w celu uzyskania podsadzki o odpowiednich właściwościach i znormalizowanej granulacji. Gęstość nasypowa stosowanych podsadzek kwarcowych wynosi poniżej 1,65 g/ cm 3, natomiast gęstość pozorna (ciężar właściwy) poniżej 3,0 g/cm 3. Stosuje się go do szczelinowania złóż konwencjonalnych oraz niekonwencjonalnych, zalegających na płytkich i średnich głębokościach nieprzekraczających 2000 m, gdzie występują naprężenia ściskające nie przekraczające 41,4 MPa (6000 psi) [2,10]. Jest to łatwo dostępny oraz najtańszy materiał podsadzkowy. Następną grupą materiałów podsadzkowych jest piasek kwarcowy pokryty żywicą [10]. W grupie tej stosuje się różne rodzaje żywic do powlekania ziaren, różne warstwy żywicy nałożonych na ziarna, a także różne metody żywicowania. Piaski są żywicowane i utwardzane przemysłowo lub pokrywane jedną warstwą żywicy, a utwardzanie następuje w szczelinie (coated on fly). Utwardzacz jest dodawany do jednego ze składników płynu nośnikowego i zatłaczany wraz z podsadzką do szczeliny. Podsadzka może mieć wówczas poszerzony zakres wytrzymałości w stosunku do jej pierwotnej postaci. Stosuje się je głownie do zabiegów szczelinowania złóż na średniej głębokości oraz w celu zapobiegania wystąpienia niekorzystnego zjawiska wymywania podsadzki ze szczeliny [4]. Również podsadzki ceramiczne opisane Rys. 1. Schemat zabiegu hydraulicznego szczelinowania z podsadzką w złożu węglowodorów [1, 11, 12] Fig. 1. Scheme of hydraulic fracturing treatment in hydrocarbon deposit with proppant

49 46 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2014 w dalszej części artykułu mogą być dodatkowo pokrywane żywicą. Przykładowe pokrycie podsadzki powłoką żywicową przedstawia rysunek 2 [2, 10]. Rys. 2. Przykładowe pokrycie ziarna podsadzki powłoką z żywicy [2, 10] Fig. 2. Example of proppant grain covered with resin coating [2, 10] Ostatnią grupę materiałów podsadzkowych stanowią podsadzki ceramiczne o różnej zawartości tlenku glinu Al 2 O 3 [10]. Zalicza się do nich ultralekkie podsadzki ceramiczne (ULWCP Ultra-Lightweight Ceramic Proppants) posiadające małą zawartość tlenku glinu. Charakteryzują się one niską gęstością nasypową, poniżej 1,30 g/cm 3, a ich gęstość wynosi poniżej 2,40 g/cm 3. Posiadają one niską wytrzymałość na ściskanie, zbliżoną do podsadzki kwarcowej. Stosuje się je do szczelinowania złóż niekonwencjonalnych w technologii slickwater fracturing, zalegających na płytkich i średnich głębokościach, gdzie występują naprężenia ściskające nie przekraczające 41,4 MPa (6000 psi). W przypadku szczelinowania złóż niekonwencjonalnych zalegających na głębokościach m, gdzie panują większe naprężenia ściskające dochodzące do 69,0 MPa ( psi), a temperatura złożowa wynosi rzędu o C, częściej stosuje się lekką podsadzkę ceramiczną (LWCP Lightweight Ceramic Proppants). W tego typu podsadzce zawartość tlenku glinu jest rzędu 5 35 %. Do produkcji podsadzek ceramicznych wykorzystuje się przede wszystkim mieszanki: glinu, kaolinów oraz boksytów. Lekkie podsadzki ceramiczne zawierają najczęściej w swoim składzie mineralogicznym: mullit (kalcynowany kaolin) %, krzemionkę 5 35 % oraz krystobalit 0 20 %. Występują również podsadzki o składzie mineralogicznym: mullit %, korund %. Z zawartością: Al 2 O 3 i SiO 2 oraz nieznaczną ilością TiO 2 i Fe 2 O 3. Lekkie podsadzki ceramiczne posiadają gęstość nasypową rzędu 1,40 1,60 g/cm 3, a ich gęstość pozorna jest rzędu 2,50 2,90 g/cm 3. Charakteryzują się one lepszymi właściwościami od piasków, tj. lepszą krągłością i kulistością ziaren oraz zdecydowanie większa wytrzymałością na ściskanie. Podsadzkę ceramiczną o średniej wytrzymałości (ISP) stosuje się częściej w złożach konwencjonalnych i niekonwencjonalnych, gdzie naprężenia ściskające wynoszą około 86,0 MPa ( psi). Gęstość nasypowa tych podsadzek jest w zakresie 1,70 1,90 g/cm 3, natomiast gęstość pozorna jest rzędu 3,10 3,30 g/cm 3. Natomiast do podsadzki ceramicznej o wysokiej wytrzymałości (HSP) zalicza się między innymi spieki boksytu, tlenek cyrkonu, itp. Ich gęstość nasypowa wynosi około 1,90 2,10 g/cm 3, natomiast gęstość pozorna jest większa od 3,45 g/cm 3. Materiał ceramiczny o wysokiej wytrzymałości na naprężenia ściskające stosuje się częściej do szczelinowania złóż konwencyjnych, gdzie występują bardzo wysokie naprężenia ściskające i wysokie temperatury około 120 o C. 3. Normy i procedury badawcze stosowane do wyznaczania podstawowych właściwości materiału podsadzkowego. Jak wspomniano wcześniej, zadaniem materiału podsadzkowego jest utrzymanie utworzonej szczeliny w stanie rozwarcia po zakończeniu zabiegu hydraulicznego szczelinowania. Stosowanie odpowiedniego materiału podsadzkowego uzależnione jest od wytrzymałości na naprężenia, jakim jest on poddawany. Idealny materiał podsadzkowy powinien wykazywać następujące cechy: mieć odpowiednią wytrzymałość na jednoosiowe ściskania, nie deformować się, być obojętny chemicznie, mieć małą gęstość, powinien być łatwo dostępny, stawiać opór zjawisku wymywania (flowback), nie ulegać wciskaniu w skałę złożową (zjawisko embedment), jego zastosowanie powinno być ekonomicznie opłacalne. Każdy materiał podsadzkowy poddawany jest licznym badaniom laboratoryjnym. Podstawowe badania proppantów mają na celu stwierdzenie, czy dany materiał może być stosowany jako podsadzka do zabiegów hydraulicznego szczelinowania złóż. Do podstawowych właściwości (jakości) materiału podsadzkowego zalicza się [6, 9]: rozkład granulometryczny, średnią średnicę ziaren, krągłość i kulistość ziaren, rozpuszczalność w kwasie, zawartość zanieczyszczeń, gęstość nasypową, gęstość pozorną, gęstość absolutną oraz wytrzymałość na ściskanie. Do ich wyznaczenia stosuje się procedury badawcze szczegółowo opisane w normie: International Standard ISO :2006(E): Measurement of properties of proppants used in hydraulic fracturing and gravel-packing operations [6]; oraz odpowiadającej jej Polskiej normie: PN-EN ISO : Pomiary właściwości materiałów podsadzkowych używanych podczas zabiegów hydraulicznego szczelinowania oraz wykonywania obsypki żwirowej (ISO :2006) [9]. Norma ta dotyczy standardowych podsadzek o rozmiarach: 3350/1700, 2360/1180, 1700/1000, 1700/850, 1180/850, 1180/600, 850/425, 600/300, 425/250, 425/212, 212/106 µm (6/12, 8/16, 12/18, 12/20, 16/20, 16/30, 20/40, 30/50, 40/60, 40/70 i 70/140 mesh). Znajduje się w niej również aneks: International Standard ISO :2006/Amd.1:2009(E): Measurement of properties of proppants used in hydraulic fracturing and gravel-packing operations, AMENDMENT 1: Addition of Annex B: Proppant specification [7], który podaje graniczne wartości mierzonych właściwości podczas poszczególnych testów dla różnych rodzajów podsadzek. Zgodnie z zapisem w normie, pierwszym testem wykonywanym na przygotowanych próbkach podsadzki jest ustalenie jej składu granulometrycznego (analiza sitowa) [6,7,9]. Dla badanej granulacji podsadzki przygotowuje się zgodnie z normą zestaw sit, składający się z siedmiu sit i denka. Próbkę 100 g podsadzki wsypuje się na górne sito i przesiewa za pomocą wytrząsarki mechanicznej przez czas 10 minut. Następnie na wadze analitycznej waży się odpowiednie frakcje z poszczególnych sit. Norma podaje, że co najmniej 90 % próbki podsadzki powinno zawierać się w granicach badanej granulacji podsadzki, podanych przez producenta (przykładowo dla podsadzki 20/40 mesh, minimum 90 % całkowitej masy podsadzki powinno znajdować się poniżej sita o rozmiarze 20 mesh oraz na sicie o rozmiarze 40 mesh). Ponadto na pierwszym sicie w zestawie może pozostać nie więcej niż 0,1 % ziaren podsadzki, natomiast % masowy ziaren, które przeszły przez ostatnie sito nie może przekroczyć 1,0 %. Następnie wykorzystując dane uzyskane z analizy sitowej wyznacza się średnią średnicę d av podsadzki, określaną zgodnie z normą, wg równania nr 1[6,9].

50 Nr 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY 47 d av = Σn d Σn gdzie: d av średnia średnica ziaren podsadzki, μm n d średni rozmiar ziaren (d) pomnożony przez ilość ziaren (n) w %, μm Wyznaczoną wartość średniej średnicy d av wykorzystuje się do scharakteryzowania rozkładu materiału podsadzkowego używanego podczas szczelinowania hydraulicznego. Kolejnym testem wykonywanym zgodnie z normą jest określenie kształtu ziaren podsadzki, tj. kulistość i krągłość. Kulistość jest miarą zbliżenia kształtu ziaren podsadzki do kształtu kuli. Krągłość jest miarą względnej ostrości krawędzi lub krzywizny ziaren podsadzki. Dla ziaren o łagodnych krawędziach krągłość jest duża, natomiast dla ziaren ostrokrawędzistych jest ona mała. Jest to ocena subiektywna, gdyż polega na porównywaniu oglądanych pod mikroskopem kształtów ziaren podsadzki z kształtami zilustrowanymi na wzorcowym diagramie Krumbeina Slossa (rys. 3), wg normy ISO [6,9]. X krągłość, Y kulistość X roundness, Y sphericity Rys. 3. Wzorcowy diagram Krumbeina Slossa [6,9] Fig. 3. Model Krumbein Sloss chart [6, 9] Z rozsypanych ziaren podsadzki wybiera się przynajmniej 20 i ocenia się je pod mikroskopem przy powiększeniu (10 40 )-krotnym. Dla każdego z oglądanych ziaren poprzez porównanie z diagramem Krumbeina Slossa przedstawionym na rysunku nr 3 określa się dwa parametry, tj. kulistość i krągłość. Przy określaniu kształtu ziaren piasku dodatkowo można sprawdzać również, czy ziarna podsadzki nie są ze sobą połączone tworząc konglomeraty (kompleksy ziaren, skupiska). Norma podaje, że kulistość oraz krągłość dla podsadzki ceramicznej lub podsadzki pokrytej żywicą nie powinna być mniejsza niż 0,7 [7]. Natomiast dla podsadzki kwarcowej nie powinna być mniejsza niż 0,6 [7]. Następnym parametrem wyznaczanym zgodnie z normą jest rozpuszczalność podsadzki w mieszaninie kwasów HCl:HF (odpowiednio12 %:3 %) [6,9]. Rozpuszczalność podsadzki w kwasie służy do określenia ilości znajdujących się w niej rozpuszczalnych materiałów (np. węglanów, skaleni, tlenków żelaza, gliny, itp.). Pomiar ten polega na określeniu procentowego ubytku masy 5 g próbki podsadzki, które zostaje poddane działaniu mieszaniny kwasów HCl:HF (12:3) w temperaturze 66 o C przez okres 30 minut. Procentową rozpuszczalność S podsadzki w mieszaninie kwasów HCl:HF (12:3), określa się wg równania 2 [6, 9]. (1) s = (m + m m ) s f fs 100 % 2) m s gdzie: m s masa próbki podsadzki, g m F masa zestawu filtracyjnego, g m FS masa zestawu filtracyjnego wraz z podsadzką, g Według normy maksymalna rozpuszczalność S podsadzki ceramicznej w kwasie HC:HF może wynosić 7,0 %, natomiast dla podsadzki kwarcowej i podsadzki pokrytej żywicą o granulacji większej lub równej 30/50 może wynosić 2,0 %, a o granulacji mniejszej niż 30/50 wynosi 3,0 % [7]. Kolejnym parametrem wyznaczanym zgodnie z normą jest określenie zmętnienia, tj. zawartości zanieczyszczeń (zawiesin, drobnych cząstek stałych) w badanej podsadce [6,9]. Pomiar ten wykonuje się metodą fotometryczną. Norma przewiduje pomiar w jednostkach FTU (formazin turbidity units) lub NTU (nephelometric turbidity unit). Badanie polega na odmierzeniu 20 ml podsadzki, którą umieszcza się w 250 ml szklanej kolbie, a następnie wlewa się do niej 100 ml wody destylowanej i zatyka korkiem. Zawartość kolby odstawia się na 30 minut. Po tym czasie wstrząsa się ją na specjalnym wibratorze (wytrząsarce) przez 30 sekund, a następnie zdejmuje się korek i odstawia się kolbę na 5 minut. Po upływie tego czasu, za pomocą strzykawki pobiera się z kolby 25 ml zawiesiny z jej środkowej części i umieszcza się ją w naczyniu pomiarowym fotometru. Zmętnienie wyznacza się w jednostkach FTU. Norma ISO zaleca, aby zmętnienie wody destylowanej z podsadzką nie przekraczało wartości 250 FTU. Następnie wyznacza się dla podsadzki gęstość nasypową ρ bulk oraz gęstość pozorną ρ [6, 9]. Gęstość nasypowa opisuje p nam, jaka masa podsadzki wypełnia jednostkę objętości. Uwzględnia ona zarówno sam materiał, jak i jego porowatość. Służy do określenia masy materiału podsadzkowego potrzebnej do wypełnienia szczeliny lub zbiornika do przechowywania tego materiału podsadzkowego. Określenie gęstości nasypowej ρ bulk polega na wypełnieniu badaną podsadzką wcześniej zważonego suchego cylindra pomiarowego z mosiądzu o całkowitej objętości równej 100 ml. Kolejno waży się cylinder pomiarowy wraz z podsadzką i określa się masę podsadzki znajdującą się w objętości 100 ml. Wartość gęstości nasypowej ρ bulk podsadzki wyznacza się wg równania nr 3 [6, 9]. ρ bulk = m p V cyl 3) gdzie, m p masa podsadzki znajdującej się w cylindrze pomiarowym, wyznaczona wg równania 4 m p = m f+p m f 4) gdzie: m f+p masa cylindra pomiarowego wraz z podsadzką, g m f masa pustego cylindra pomiarowego, g Gęstość pozorna ρ p jest mierzona w cieczy o niskiej lepkości (nieprzekraczającej 5 cp), która zwilża powierzchnię cząstek. Wyznacza się ją w temperaturze otoczenia, przy użyciu piknometru o objętości 25 ml lub 50 ml. Pomiar gęstości pozornej polega na wcześniejszym zważeniu suchego piknometru. Następnie waży się piknometr wypełniony cieczą (np. naftą) w temperaturze otoczenia. Kolejno umieszcza się 10 g próbki badanej podsadzki w piknometrze z cieczą (naftą) i waży się całość. Gęstość pozorną ρ p podsadzki wyznaczmy wg równania nr 5 [6, 9].

51 48 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2014 m p ρ l ρ p = m p + l + m p m f + l + p 5) gdzie: m p masa badanej podsadzki, g m f+l masa piknometru wypełnionego cieczą (naftą), g m f+l+p masa piknometru wypełnionego cieczą (naftą) i badaną podsadzką, g ρ l odczytana wartość gęstości dla cieczy (nafty) w temperaturze pomiaru, g/cm 3, lub ρ l gęstość cieczy (nafty) w temperaturze pomiaru, wyznaczona wg równania nr 6 [6, 9] gdzie: m f masa pustego piknometru, g V pyc objętość piknometru, cm 3 ρ l = m f + l m f V pyc 6) Ostatnim wykonywanym testem według norm jest badanie wytrzymałości podsadzki na ściskanie [6, 9]. Służy ono do określenia ilości skruszonej podsadzki podczas testu jej zgniatania. Ocena wyników badań wytrzymałościowych podsadzek powinna dostarczać wskazówek dotyczących poziomu naprężeń, przy których podsadzka ulega nadmiernemu kruszeniu oraz wyznaczeniu maksymalnego naprężenia, któremu podsadzka powinna być poddana. Do badań pobiera się 100 g próbki podsadzki, a następnie przesiewa się ją poprzez zestaw dwóch granicznych sit (np. 20 i 40 mesh dla podsadzki o granulacji 20/40 mesh). Masa próbki podsadzki stosowana w teście ma wypełniać objętość cylindrycznej komory wytrzymałościowej do takiego poziomu, aby uzyskać koncentrację powierzchniową 4 lb/ft 2 tj. 1,95 g/cm 2. Dla podsadzek o różnych gęstościach nasypowych wymagane są różne masy m p, określane wg równania 7 [6, 9] m p = 24,7 cm 3 ρ bulk 7) gdzie: m p masa próbki podsadzki, g ρ bulk wyznaczona gęstość nasypowa podsadzki, g/cm 3 Z dolnego sita odważa się masę m s próbki podsadzki (równą masie m p ) i umieszcza się wewnątrz cylindrycznej komory wytrzymałościowej. Tak przygotowaną komorę zamyka się tłokiem, a następnie umieszcza się na prasie hydraulicznej (rys. 4) i poddaje działaniu odpowiedniego naprężenia przez okres 2 minut. Następnie zdejmujemy naprężenie i tłok z komory, usuwamy z komory podsadzkę i ponownie przesiewamy ją przez zestaw wcześniej używanych dwóch sit. Określamy masę okruchów (zniszczone ziarna podsadzki), które przeszły przez sito 40 mesh (okruchy znajdujące się w denku) po przesiewaniu. Określamy procentową masę m pan zniszczonych ziaren podsadzki wg równania nr 8 [6, 9] m' pan = m pan 100 % 8) m s gdzie: m pan masa okruchów (zniszczone ziarna podsadzki), g Zakres naprężeń działających na badaną podsadzkę w komorze przedstawia tabela nr 5 w normie ISO :2006(E) [6, 9]. Dla podsadzek sztucznych wynoszą one Rys. 4. Prasa hydrauliczna wraz z cylindryczną komorą wytrzymałościową znajdująca się w INiG-PIB Zakład Stymulacji Wydobycia Węglowodorów, oddział Krosno Fig. 4. Hydraulic press along with cylindrical high-durability chamber in the INiG-PIB Plant of Hydrocarbons Mining Stimulation in Krosno min. 34,5 MPa (5000 psi) i maks. 103,4 MPa ( psi). W tym zakresie określa się wartość naprężenia, przy którym zniszczeniu ulega 10% masy podsadzki. Następnie w oparciu o procedurę i tabelę nr B.4, znajdującą się w Aneksie B - ISO :2006/Amd.1:2009(E) określa się klasę zniszczenia podsadzki, odpowiadającą maksymalnej wartości naprężenia powodującego zniszczenie nie więcej niż 10 % masy podsadzki [7]. 4. Wyznaczenie parametrów dla przykładowych materiałów podsadzkowych. W przypadku złóż konwencjonalnych najczęściej stosuje się podsadzkę o granulacji równej lub większej niż 850/425µm (20/40 mesh). Natomiast dla złóż niekonwencjonalnych stosuje się podsadzkę o granulacji równej lub mniejszej niż 600/300 µm (30/50 mesh). Do badań użyto podsadzkę kwarcową (oznaczoną jako PK ), podsadzkę kwarcową pokrytą żywicą (oznaczoną jako PKZ ), dwie lekkie podsadzki ceramiczne (oznaczone jako PCL1 i PCL2 ) oraz podsadzkę ceramiczną o średniej wytrzymałości (oznaczoną jako PCI ), przedstawione na rysunku 5. Granulacja podsadzek wynosiła 425/212 µm (40/70 mesh). Podsadzką kwarcową PK jest piasek kwarcowy (99,0 % kwarcu) o właściwościach porównywalnych do piasku Northern White Sand wydobywanego na środkowym zachodzie USA. Podsadzką kwarcową pokrytą żywicą PKZ jest piasek kwarcowy (Northern White Sand, około 99,8 % kwarcu, wydobywany w USA) pokryty mieszaniną żywicy fenylowo-formaldehydowej utwardzonej heksametylenotetraaminą. Jest ona kompatybilna z tradycyjnymi płynami szczelinującymi oraz z środkami pianotwórczymi. Lekką podsadzką ceramiczną PCL1 jest to podsadzka o składzie mineralogicznym: mullit (kalcynowany kaolin) %, krzemionka amorficzna 5 35 % oraz krystobalit 0 20 %.

52 Nr 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY 49 Rys. 5. Zdjęcia podsadzek o granulacji 425/212 µm (40/70 mesh) użytych do badań (objaśnienia skrótów w tekście) Fig. 5. Photos of proppants used for the research with granulation of 425/212 µm (40/70 mesh) (explanation of abbreviations in the paper) Kolejna lekka podsadzka ceramiczna PCL2 charakteryzowała się następującym składem mineralogicznym: mullit %, korund %. Podsadzką ceramiczna o średniej wytrzymałości PCI jest mechanicznie i termicznie obrabiana ruda boksytu. Wartości podstawowych parametrów wyznaczone dla badanych podsadzek zostały przedstawione w tablicy nr 1 oraz na rysunku Podsumowanie Przedstawione w artykule metody i procedury badawcze podstawowych właściwości materiałów podsadzkowych służą do wstępnego sprawdzenia i wytypowania ich do dalszych badań w celu prawidłowego doboru do danego zabiegu hydraulicznego szczelinowania. Badane materiały podsadzkowe spełniają wszystkie kryteria dotyczące ich podstawowych właściwości zgodnie z normami i procedurami badawczymi opisanymi w artykule. Najmniejszą gęstością nasypową charakteryzowała się podsadzka ceramiczna PCL1, dla której wynosiła ona 1,46 g/cm 3. Jej gęstość pozorna wyniosła natomiast 2,67g/cm 3. Największą wartością gęstości nasypowej charakteryzowała się podsadzka ceramiczna PCI i była ona równa dla niej 1,77 g/cm 3. Jej gęstość pozorna wyniosła 3,25 g/cm 3. Ze względu na tak wysoką wartość gęstości nasypowej i pozornej, nie zaleca się używania jej do zabiegów szczelinowania złóż niekonwencjonalnych, ponieważ stosuje się tutaj Tablica 1. Zestawienie wyznaczonych właściwości badanych materiałów podsadzkowych Table 1. Summary of the determined properties of the tested proppants Nr badanej podsadzki PK PKZ PCL1 PCL2 PCI Kryterium składu granulometrycznego podsadzki 40/70 mesh (analiza sitowa) spełnia kryterium spełnia kryterium spełnia kryterium spełnia kryterium spełnia kryterium Średnia średnica d av podsadzki [mm] 0,322 0,364 0,366 0,334 0,375 Kulistość [-] 0,68 0,73 0,74 0,75 0,72 Krągłość [-] 0,67 0,71 0,72 0,73 0,75 Rozpuszczalność w kwasie [%] 2,6 3,6 3,4 5,3 4,1 Zmętnienie [FTU] 112,0 3,6 245,0 170,0 247,0 Gęstość nasypowa ρ bulk [g/cm 3 ] 1,51 1,52 1,46 1,49 1,77 Gęstość pozorna ρ p [g/cm 3 ] 2,64 2,53 2,67 2,90 3,25 Klasa odporności na naprężenia ściskające [-] (odpowiadająca maksymalnemu naprężeniu ściskającemu, powodującemu zniszczenie nie więcej niż 10% podsadzki) 5K 15K* 10K 11K 15K * wartość zawyżona ze względu na możliwość przyklejania się okruchów podsadzki do pokrywy żywicy, co powodowało trudności z ich przesianiem przez zestaw sit

53 50 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2014 Rys. 6. Zestawienie wybranych podstawowych właściwości materiałów podsadzkowych (objaśnienia skrótów w tekście) Fig. 6. Summary of the selected basic properties of proppants (explanation of abbreviations in the paper) płyny szczelinujące o niskich lepkościach, nieprzekraczających 10 Pa s (tzw. technologia slickwater fracturing). Płyny te charakteryzują się słabymi parametrami nośnikowymi. Ciężka podsadzka wytrąca się z nich zaraz po przejściu przez perforację i wejściu do szczeliny w wyniku zmniejszenia szybkości przepływu i działania siły ciężkości. Powoduje to osadzanie się takiej podsadzki i nagły wzrost ciśnienia przy odwiercie oraz problemy z dalszą propagacją szczeliny. Pozostałe cztery badane podsadzki mogą być stosowane do tych zabiegów, ze względu na niewielkie gęstości nasypowe. Badane podsadzki ceramiczne oraz piasek pokryty żywicą charakteryzują się lepszymi właściwościami kształtu ziaren (tj. krągłość i kulistość) od podsadzki kwarcowej. Natomiast w porównaniu do niej charakteryzują się większą rozpuszczalnością w mieszaninie kwasów (HF/HCl), ale nie przekraczają dozwolonej wartości wyznaczonej przez normę. Najmniejszą wytrzymałość na ściskanie uzyskał piasek kwarcowy. Zniszczenie ponad 10 % ziaren uzyskano przy naprężeniu ściskającym w przedziale 34,5 41,4 MPa ( psi), a tym samym podsadzkę zaklasyfikowano wg procedury określonej w Aneksie B normy ISO [7] do klasy 5K. Natomiast najwyższą klasę posiadała podsadzka PCI, tj. 15K. Przykładowo złoża niekonwencjonalne występujące w Polsce najczęściej zalegają na średnich głębokościach, rzędu m, gdzie występują większe naprężenia ściskające, dochodzące do 69,0 MPa ( psi), a temperatura złożowa jest rzędu o C. Najlepszym materiałem podsadzkowym stosowanym do zabiegów w tych złożach może być lekka podsadzka ceramiczna PCL1 i PCL2. Natomiast w przypadku złóż konwencjonalnych zaleca się stosowanie podsadzek o granulacji większej lub równej 850/425 µm (20/40 mesh). W celu lepszego doboru materiału podsadzkowego do zabiegu szczelinowania wykonuje się testy przewodności i przepuszczalności, tzw. testy krótkie (wg norm API 61), oraz testy długie (wg normy PN-EN ISO ). Celem tych testów jest określenie przewodności i przepuszczalności szczeliny wypełnionej materiałem podsadzkowym w funkcji naprężenia ściskającego z uwzględnieniem czasu działania tego naprężenia, wielkości przepływu oraz temperatury. 6. Literatura 1. Baumgartner S., Upstream Technology: Overview of Hydraulic Fracturing. 7.IV Beckmann G.: Measuring the Size and Shape of Frac Sand and other Proppants. Webinar Presentation, Czupski M., Kasza P., Wilk K.: Płyny do szczelinowania złóż niekonwencjonalnych. Nafta-Gaz, nr I.2013, str Economides M.J., Nolte K.G.: Reservoir Stimulation. Second edition. Prentice Hall, Houston, Gidley J.L., Holditch S.A., Nierode D.A., Veatch R.V.: Recent Advances in Hydraulic Fracturing. SPE, International Standard ISO :2006(E): Petroleum and natural gas industries Completion fluids and materials Part 2: Measurement of properties of proppants used in hydraulic fracturing and gravel-packing operations, Annex A Formazin solution preparation. First edition, International Standard ISO :2006/Amd.1:2009(E): Petroleum and natural gas industries Completion fluids and materials Part 2: Measurement of properties of proppants used in hydraulic fracturing and gravel-packing operations, AMENDMENT 1: Addition of Annex B: Proppant specification Kasza P.: Zabiegi stymulacji wydobycia w niekonwencjonalnych złożach węglowodorów. Nafta-Gaz 2011, nr 10, str Polska norma PN-EN ISO : Przemysł naftowy i gazowniczy Płyny i materiały do dowiercania złóż Część 2: Pomiary właściwości materiałów podsadzkowych używanych podczas zabiegów hydraulicznego szczelinowania oraz wykonywania obsypki żwirowej (ISO :2006). Polski Komitet Normalizacyjny. Warszawa, I Masłowski M.: Materiały podsadzkowe do zabiegów hydraulicznego szczelinowania złóż niekonwencjonalnych. Nafta-Gaz, nr 2/2014, str Talib Syed, P.E., TSA: Mechanical Integrity Pre and Post Well Integrity Methods for Hydraulically Fractured/Stimulated Wells. EPA Hydraulic Fracturing Workshop, Arlington, VA 22202, III Terracina J., Turner J., Collins H., Spillars S., Momentive : Proppant Selection and Its Effect on the Results of Fracturing Treatments Performed in Shale Formation. SPE Zuzak J.: Historia hydraulicznego szczelnowania w polskim przemyśle naftowym. Wiek Nafty, nr 4/2013, str. 3 8.

54 Nr 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY 51 UKD /.44: Ryzyko narażenia na hałas w górnictwie węgla kamiennego i dobór środków ochrony indywidualnej słuchu Risk of noise exposure in coal mining industry and selection of hearing protection equipment Mgr inż. Rafał Wiśniowski* ) Treść: Pomimo rosnącej świadomości dotyczącej szkodliwego oddziaływania hałasu na człowieka oraz podejmowanych działań zmierzających do jego ograniczania, nadal liczba osób narażonych na oddziaływanie tego czynnika w środowisku pracy stanowi ponad 50 % zatrudnionych w różnych gałęziach polskiej gospodarki. W artykule poddano analizie rozmiar zagrożenia hałasem w polskim górnictwie w aspekcie zawodowego uszkodzenia słuchu, oraz przeprowadzono ocenę ryzyka zawodowego wg PN-N-18002:2011, związanego z narażeniem na hałas na stanowisku górnik obsługa przenośnika taśmowego. Dla badanego stanowiska pracy, jako profilaktykę m.in. zaproponowano odpowiednio dobrane środki ochrony indywidualnej. Zasady doboru ochronników słuchu zostały zaprezentowane przez autora artykułu wg metody dokładnej pasm oktawowych. Abstract: Despite the increasing awareness regarding the harmful impact of the noise on humans and actions heading to its reduction, the number of people (in percent) exposed to the impact of this factor at work environment is still over 50% of the total employment in various sectors of economy. This paper presents the size of danger in Polish mining industry referring to professional hearing damage and the evaluation of professional risk according to PN-N-18002:2011 standard, associated with the danger of noise at the position of miner-conveyor belt service. Element of protection suggested for the analysed position may be for instance proper means of individual protection. The selection rules of hearing protectors were presented by the author according to the accurate method of octave bands. Słowa kluczowe: hałas, ocena ryzyka zawodowego, dobór środków ochrony indywidualnej słuchu, uszkodzenie słuchu Key words: noise, occupational risk assessment, selection of means of individual protection of hearing, hearing damage 1. Wprowadzenie * ) KW S.A. Oddział KWK Bobrek-Centrum Od dziesięcioleci hałas w środowisku pracy po pylicy płuc, jest jedną z najczęstszych przyczyn chorób zawodowych w polskim górnictwie. Zapadalność na choroby zawodowe w górnictwie jest specyficznym i istotnym miernikiem higieny pracy, a występujące zagrożenia w kopalniach węgla kamiennego mają wyjątkowo agresywny i addytywny charakter, powodując wzrost wysokiego wskaźnika szkodliwości i uciążliwości środowiska pracy górniczej. Zagrożenie hałasem w polskich kopalniach węgla kamiennego, należy do jednych z podstawowych zagrożeń, czego determinantem jest zarówno hałaśliwość procesów eksploatacyjnych i transportu urobku przenośnikami, jak również ograniczenie przestrzenne podziemnych wyrobisk górniczych [1]. Hałas w literaturze tematu, określany jest najczęściej, jako wszelkie niepożądane, nieprzyjemne, dokuczliwe lub szkodliwe drgania ośrodka sprężystego, oddziaływujące za pośrednictwem powietrza na narząd słuchu i inne zmysły oraz elementy ciała człowieka [1], [2], [3], [4]. Negatywne oddziaływanie hałasu na organizm ludzki utożsamiane jest przede wszystkim z oddziaływaniem na narząd słuchu. Należy jednak pamiętać, iż oddziałuje on również w sposób negatywny poprzez centralny układ nerwowy na inne organy. Nie można pominąć znaczenia, jakie ma wpływ hałasu na psychikę człowieka, jego sprawność umysłową, zdolność koncentracji oraz prawidłowość percepcji płynących sygnałów ze środowiska pracy. Istotne jest również jak subiektywne odczuwanie hałasu, wywołuje wtórne reakcje organizmu takie jak np.: zaburzenia snu, zaburzenia sprawności fizycznej i psychicznej, zakłócenia odbioru i rozumienia mowy, niekorzystne zmiany zachowań społecznych. Nadmierny i uciążliwy hałas uszkadza narząd słuchu, pogarsza ogólny stan zdrowia powodując choroby somatyczne i psychiczne, wywołuje poczucie braku bezpieczeństwa i niezależności oraz pogarsza komfort życia zawodowego i pozazawodowego [3, 4]. 2. Zawodowe uszkodzenie słuchu w polskim górnictwie Podstawowymi cechami hałasu, mającymi wpływ na jego odczuwanie i szkodliwość, są m.in.: poziom ciśnienia akustycznego, charakterystyka w funkcji częstotliwości, zawartość poszczególnych częstotliwości w widmie, częstość występowania, długość interwałów czasowych oraz czas działania hałasu podczas ekspozycji zawodowej [4, 5].

55 52 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2014 Rozpatrując szkodliwy wpływ hałasu na człowieka, doświadczalnie wykazano, że zaburzenia funkcji fizjologicznych organizmu mogą występować po przekroczeniu poziomu ciśnienia akustycznego równego 75 db. Silne bodźce akustyczne o poziomach ciśnienia akustycznego powyżej db mogą wpływać na funkcje narządów zmysłów powodując zaburzenia wzroku, równowagi i dotyku. Słabsze bodźce akustyczne o poziomach db, mogą powodować rozproszenie uwagi, utrudniać pracę i zmniejszać jej wydajność. Hałas o poziomie dźwięku A zawarty w przedziale db może być przyczyną zaburzenia układu krążenia, układu pokarmowego jak również uszkadza narząd słuchu. Powyżej 130 db wywołuje drgania niektórych organów wewnętrznych człowieka, powodując ich choroby czy uszkodzenia, powoduje trwałe uszkodzenie narządu słuchu, jak również może być przyczyną zaburzeń równowagi, mdłości, czy być przyczynkiem do chorób psychicznych [3, 4]. Dominującym skutkiem wieloletniego i systematycznego narażenia na hałas są zmiany patologiczne i fizjologiczne narządu słuchu, powodujące jego nieodwracalne uszkodzenie. Zgodnie z art Ustawy Kodeks pracy z dnia 26 czerwca 1974 r. za chorobę zawodową uważa się chorobę wymienioną w wykazie chorób zawodowych, jeżeli w wyniku oceny warunków pracy można stwierdzić bezspornie lub z wysokim prawdopodobieństwem, że została ona spowodowana działaniem czynników szkodliwych dla zdrowia występujących w środowisku pracy albo w związku ze sposobem wykonywania pracy, zwanych narażeniem zawodowym [6]. Zachorowalność na choroby zawodowe w polskim górnictwie od lat kształtuje się na wysokim poziomie i corocznie odnotowywanych jest kilkaset przypadków zachorowań, pracowników lub byłych pracowników kopalń. Systematyka zachorowań nie jest tożsama z trendem zachorowań rejestrowanych w sektorach polskiej gospodarki. W górnictwie przeważają pylice płuc oraz zawodowe uszkodzenia słuchu. Stwierdzone przypadki tych dwóch chorób zawodowych stanowią średnio 90 % wszystkich stwierdzonych chorób zawodowych w polskim górnictwie, z czego 84 % dotyczy górnictwa węgla kamiennego. Wg danych Wyższego Urzędu Górniczego w Katowicach w 2012 roku w polskim górnictwie odnotowano 502 przypadki chorób zawodowych u górników lub byłych górników, z czego 386 zachorowań dotyczyło pylicy płuc, a 36 zawodowego uszkodzenia słuchu, w tym 32 przypadki zawodowego uszkodzenia słuchu w górnictwie węgla kamiennego. W latach w polskim górnictwie stwierdzono: 7033 zachorowań na pylice płuc (56 % wszystkich stwierdzonych chorób zawodowych w górnictwie w badanym okresie); przypadki trwałego uszkodzenia słuchu (34 % wszystkich stwierdzonych chorób zawodowych w górnictwie w badanym okresie), w tym 3976 zachorowań w górnictwie węgla kamiennego w badanym okresie, tj. 94 % zawodowego uszkodzenia słuchu w górnictwie ogółem; 588 przypadków zachorowań na zespół wibracyjny (4 %); 113 zachorowań na przewlekłe zapalenie oskrzeli (1 %) oraz 637 zachorowań na inne choroby zawodowe (5 %). Zapadalność na choroby zawodowe na przestrzeni ostatnich piętnastu lat z podziałem na polskie górnictwo ogółem i górnictwo węgla kamiennego przedstawiono w tablicy 1 (dane dotyczące polskiego górnictwa ogółem są sumaryczną wartością stwierdzonych chorób zawodowych, obejmującą wszystkie rodzaje polskiego górnictwa w tym górnictwo węgla kamiennego) [7]. Porównując liczbę stwierdzonych chorób zawodowego uszkodzenia słuchu w sektorach polskiej gospodarki (obejmujących wszystkie obszary działalności gospodarczej) w stosunku do górnictwa, w badanym piętnastoletnim okresie, w sekcjach gospodarki narodowej sumarycznie stwierdzono przypadków zawodowego uszkodzenia słuchu, w tym 4234 w polskim górnictwie (tabl. 2) [8]. Udział górnictwa w ilości ogółu przypadków zawodowego uszkodzenia słuchu w badanym okresie wynosi 33 % i w stosunku do ilości czynnych zawodowo pracowników w poszczególnych sektorach polskiej gospodarki poziom wskaźnika jest wysoki. Skłaniającym do optymizmu jest fakt degresji liczby stwierdzonych zawodowych uszkodzeń słuchu w górnictwie. W roku 2012 stwierdzono 36 przypadków zawodowego uszkodzenie słuchu u górników lub byłych górników, tj. 2,16 % stwierdzonych zawodowych chorób słuchu w 1998 roku. Przyjmując dziesięć do piętnastu lat, jako okres latencji tej jednostki chorobowej, przedstawiona sytuacja obrazuje Tablica 1. Zapadalność na choroby zawodowe w polskim górnictwie w latach Table 1. Occupational disease morbidity in Polish mining industry in

56 Nr 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY 53 Tablica 2. Liczba przypadków zawodowego uszkodzenia słuchu ogółem w polskiej gospodarce narodowej w latach [8] Table 2. Number of cases of occupational damage of hearing in Polish national economy as a whole in [8] stan narażenia zawodowego w górnictwie, jaki miał miejsce w ostatnich dwóch dekadach ubiegłego wieku, a obecnie realizowane działania prewencyjne będą odnotowane dopiero po roku Ocena zagrożenia hałasem Potrzeba walki z czynnikiem szkodliwym i uciążliwym występującym w środowisku pracy jakim jest hałas, została usankcjonowana zarówno przez ustawodawstwo Polskie jak i Parlament Europejski. Wymagania dotyczące ochrony zdrowia pracowników przed hałasem w środowisku pracy są zawarte w dyrektywach Unii Europejskiej i normach zharmonizowanych oraz przepisach krajowych, wdrażających postanowienia przedmiotowych dyrektyw. Z dniem 15 lutego 2006 r. dyrektywa 2003/10/WE zastąpiła dyrektywę 86/188/ EWG. Postanowienia dyrektywy 2003/10/WE zostały wdrożone do stosowania rozporządzeniem Ministra Gospodarki i Pracy z dnia 5 sierpnia 2005 r. w sprawie bezpieczeństwa i higieny pracy przy pracach związanych z narażeniem na hałas lub drgania mechaniczne [9]. Rozporządzenie Ministra Gospodarki i Pracy [9] określa wymagania bezpieczeństwa i higieny pracy dotyczące prac, podczas wykonywania, których z przyczyn wynikających z cech miejsca pracy, stosowanych środków lub procesów pracy, mogą wystąpić szkodliwe czynniki fizyczne w środowisku pracy w postaci hałasu lub drgań mechanicznych. Podstawą oceny narażenia pracowników na hałas występujący w środowisku pracy są wartości najwyższych dopuszczalnych natężeń (NDN) będących wartościami fizycznych czynników szkodliwych dla zdrowia, występujących w środowisku pracy oraz wartości progów ich działania (tabl. 3) [9]. Wartości progów działania to wielkości charakteryzujące hałas bez uwzględnienia skutków stosowania środków ochrony Tablica 3. Wartości progów działania dla wielkości charakteryzujących hałas [9] Table 3. Values of operation thresholds for quantities describing the noise [9] indywidualnej, po przekroczeniu których, pracodawca podejmuje działania organizacyjne i techniczne, mające na celu ograniczenie ryzyka zawodowego związanego z narażeniem pracownika na hałas. Najwyższe dopuszczalne wartości natężenia (NDN) hałasu w środowisku pracy ze względu na ochronę słuchu (tabl. 4) zostały określone w załączniku 2. do rozporządzenia Ministra Pracy i Polityki Społecznej z dnia 29 listopada 2002 r. w sprawie najwyższych dopuszczalnych stężeń i natężeń czynników szkodliwych dla zdrowia w środowisku pracy [10] i charakteryzowane są przez: poziom ekspozycji odniesiony do 8-godzinnego dobowego wymiaru czasu pracy (L EX, 8h ) i odpowiadającą mu ekspozycję dzienną (E A, d ) lub poziom ekspozycji odniesiony do tygodnia pracy (L EX, w ) i odpowiadającą mu ekspozycję tygodniową (E A, w ), maksymalny poziom dźwięku A (L Amax ) określany jako maksymalna skuteczna wartość dźwięku A występująca podczas pomiaru, szczytowy poziom dźwięku C (L Cpeak ) charakteryzowany jako maksymalna wartość chwilowa poziomu dźwięku C występująca podczas pomiaru. Poziom ekspozycji na hałas odniesiony do 8-godzinnego dobowego wymiaru czasu pracy (L EX, 8h ) lub poziom ekspozycji, odniesiony do tygodnia pracy (L EX, w ), to wielkość stosowana do scharakteryzowania zmieniającego się w czasie narażenia pracownika na hałas w środowisku pracy i definiowana jest, jako równoważny (uśredniony energetycznie) poziom dźwięku A, wyznaczony dla czasu ekspozycji na hałas, zgodnie z obowiązującym znormalizowanym czasem pracy, tj.: 8-godzinnym dniem pracy lub średnio 40-godzinnym tygodniem pracy. Podane w tablicy 4 najwyższe dopuszczalne wartości natężenia hałasu, obowiązują ogół pracowników, jeżeli inne Tablica 4. Najwyższe dopuszczalne wartości natężenia (NDN) hałasu [10] Table 4. Highest acceptable values of noise intensity (NDN) [10]

57 54 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2014 szczegółowe przepisy nie określają niższych wartości wynikających z charakteru pracy czy szczególnej ochrony kobiet w ciąży lub pracowników młodocianych. Ze względu na cel, jakim jest ochrona pracowników przed hałasem w środowisku pracy, pracodawca zobowiązany jest wykonać w terminie nie później niż 30 dni od dnia rozpoczęcia działalności, lub niezwłocznie w przypadku wprowadzenia zmian technologiczno-technicznych w procesie pracy, badania i pomiary czynnika szkodliwego występującego w środowisku pracy. Badania i pomiary wykonują laboratoria, które uzyskały akredytację w tym zakresie na podstawie przepisów ustawy z dnia 30 sierpnia 2002 r. o systemie oceny zgodności. Dodatkowo pomiary hałasu przeprowadza się: co najmniej raz na dwa lata jeżeli podczas ostatniego pomiaru stwierdzono natężenie powyżej 0,2 do 0,5 wartości najwyższego dopuszczalnego natężenia hałasu, co najmniej raz w roku jeżeli podczas ostatniego pomiaru stwierdzono natężenie powyżej 0,5 wartości najwyższego dopuszczalnego natężenia hałasu, w każdym przypadku wprowadzenia zmiany w warunkach występowania hałasu w środowisku pracy, w tym przede wszystkim w przypadku zastosowania nowych maszyn, urządzeń czy instalacji, jak również w przypadku wprowadzenia zmian w procesie technologicznym czy zmian organizacyjnych. Ocena zagrożenia hałasem na stanowiskach pracy, powinna być przeprowadzona zgodnie z przedstawionym na rysunku 1 algorytmem postępowania, na podstawie otrzymanych wyników badań i pomiarów hałasu. Polega ona na porównaniu zmierzonych lub wyznaczonych wartości wielkości charakteryzujących hałas w środowisku pracy z wartościami dopuszczalnymi. Na podstawie przeprowadzonej oceny zagrożenia hałasem Przedsiębiorca górniczy ocenia ryzyko zawodowe związane z narażeniem pracowników na hałas, wynikające z cech miejsca pracy oraz stosowanych procesów technologicznych. Na podstawie przeprowadzonej oceny ryzyka zawodowego w przypadku osiągnięcia lub przekroczenia wartości NDN hałasu, pracodawca sporządza i wdraża program działań organizacyjno-technicznych, w celu ograniczenia do minimum narażenia pracowników na hałas występujący w środowisku pracy. Program działań organizacyjno-technicznych powinien w szczególności uwzględniać działania polegające na [4], [11]: unikaniu metod lub procesów pracy powodujących narażenie na hałas i zastępowaniu ich innymi o mniejszej emisji hałasu, ograniczeniu narażenia na hałas poprzez zastosowanie środków technicznych, takich jak, np.: kabin dźwiękoszczelnych, tłumików hałasu, kurtyn, ekranów, materiałów dźwiękochłonnych, właściwym projektowaniu stanowisk pracy, zgodnie z zasadami ergonomii o możliwie najniższym poziomie emisji hałasu oraz możliwością izolacji źródeł hałasu, utrzymywaniu w odpowiednim stanie technicznym maszyn, urządzeń i instalacji, informowaniu i szkoleniu pracowników w zakresie: prawidłowego posługiwania się środkami pracy, środkami ochrony indywidualnej, negatywnego oddziaływania hałasu na organizm człowieka, ograniczeniu czasu i poziomu narażenia na hałas poprzez właściwą organizację pracy. 4. Ocena ryzyka zawodowego związanego z narażeniem na hałas Rys. 1. Algorytm postępowania przy ocenie zagrożenia hałasem Fig. 1. Algorithm of conduct for the assessment of noise pollution Podstawowym celem oceny ryzyka zawodowego jest zapewnienie poprawy warunków pracy oraz ochrony zdrowia i życia pracowników [12]. Ryzyko zawodowe związane z narażeniem na hałas jako czynnik szkodliwy dla narządu słuchu, można oszacować na podstawie wartości wielkości charakteryzujących narażenie pracownika na hałas na badanym stanowisku pracy, otrzymanych w wyniku badania i pomiarów środowiska pracy, zgodnie z zasadami przedstawionymi w Polskiej Normie PN-N-18002:2011 i odniesieniu ich do obowiązujących normatywów higienicznych (rys. 2) [12]. Głównymi źródłami hałasu w kopalniach węgla kamiennego są m.in.: maszyny urabiające, wentylatory, wiertarki pneumatyczny, przenośniki taśmowe, przenośniki zgrzebłowe oraz kruszarki kęsów [1]. Poziom ekspozycji na hałas L EX, 8h, na stanowiskach obsługi wymienionych urządzeń górniczych, oscyluje w przedziale od około 84 db do 94 db. Odstawa urobku w podziemnych wyrobiskach górniczych realizowana jest za pomocą przenośników taśmowych i zgrzebłowych, a ich obsługa obejmuje kilkadziesiąt stałych stanowisk pracy. Przy stosowanym w kopalni czterozmianowym systemie pracy, w ciągu doby, na stanowiskach pracy obsługi przenośników układu odstawy urobku, zatrudnionych jest nawet do 200 pracowników, którzy są narażeni na ponadnormatywny poziom ekspozycji na hałas. Autor artykułu przeprowadził ocenę ryzyka zawodowego dla stanowiska obsługi przenośnika taśmowego, jako jednej z najliczniejszej reprezentatywnej grupy pracowników wykonujących prace w warunkach narażenia na hałas w kopalniach węgla kamiennego. Analiza, szacowanie oraz wyznaczenie dopuszczalności ryzyka zawodowego zostało przeprowadzone dla stanowiska Nr 1, obsługi przenośnika taśmowego układu transportu urobku w Kopalni A. Na badanym stanowisku pracy poziom ekspozycji na hałas odniesiony do 8-godzinnego dobowego

58 Nr 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY 55 Rys. 2. Algorytm oszacowania w skali trójstopniowej ryzyka zawodowego związanego z narażeniem na hałas, jako czynnik szkodliwy dla narządu słuchu Fig. 2. Algorithm of evaluation in the three-stage scale of occupational risk regarding the exposure to noise as a harmful factor for hearing wymiaru czasu pracy (L EX, 8h ), wyniósł 89,1 db, co stanowi 2,57-krotności wartości dopuszczalnej (tabl. 5). Zgodnie z Polską Normą PN-N-18002:2011 wg algorytmu na rysunku 2, ryzyko zawodowe dla analizowanego stanowiska pracy zostało estymowane, jako duże niedopuszczalne. W celu obniżenia poziomu ryzyka zawodowego wprowadzono działania profilaktyczne polegające na: wyposażeniu pracowników w ochronniki słuchu oraz kontroli prawidłowości ich stosowania, ograniczeniu czasu narażenia oraz liczby osób narażonych na hałas przez właściwą organizację pracy, szkoleniu pracowników w aspekcie zasad stosowania, konserwacji i przechowywania środków ochrony indywidualnej słuchu oraz negatywnego oddziaływania hałasu na organizm ludzki, wzmożonym nadzorze lekarzy medycyny pracy nad pracownikami szczególnie zagrożonymi oraz przeprowadzaniu okresowych, zgodnie z wymaganiami producenta, kontroli, konserwacji i napraw eksploatowanych przenośników taśmowych. Ze względu na specyfikę górnictwa, wpływ tła hałasu generowanego przez inne pracujące urządzenia oraz zamknięte i ograniczone przestrzenie wyrobisk górniczych, profilaktyka nie objęła działań związanych z ograniczeniem emisji hałasu ze źródła oraz ograniczeniem hałasu na drodze jego transmisji energii wibroakustycznej. Ograniczenia przestrzenne podziemnych wyrobisk górniczych uniemożliwiają zastosowanie obudów dźwiękoszczelnych dla hałaśliwych maszyn lub ich podzespołów, ekranów akustycznych czy kabin dźwiękoizolacyjnych. Redukcja emisji hałasu ze źródła powinna być realizowane na etapie projektowania i konstruowania urządzenia. Użytkownik przenośnika partycypuje jedynie we właściwą jego zabudowę, eksploatację oraz okresowe przeglądy i kontrole techniczne. Dlatego zaproponowana profilaktyka obejmuje przede wszystkim Tablica 5. Zestawienie wyników badań poziomu ekspozycji na hałas na stanowisku Nr 1 w Kopalni A Table 5. Results of research for the level of noise exposure at position No. 1 in Mine A

59 56 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2014 Tablica 6. Ocena ryzyka zawodowego oraz wyznaczenie jego dopuszczalności na stanowisku Nr 1 obsługi przenośnika taśmowego układu transportu urobku w Kopalni A Table 6. Occupational risk assessment and determination of its acceptance at position No. 1 of conveyor belt of output transport system service in Mine A działania organizacyjne i dbałość o prawidłowy stan techniczny przenośnika. Po zrealizowaniu zaplanowanych działań korygujących i profilaktycznych ponownie została przeprowadzona ocena ryzyka zawodowego w wyniku, której ryzyko zostało określone, jako dopuszczalne, pod warunkiem bezwzględnego stosowania się do ustalonych działań profilaktycznych (tabl. 6). 5. Dobór środków ochrony indywidualnej słuchu Podstawowym założeniem podczas doboru ochronników słuchu jest ich dobór do wielkości charakteryzujących hałas, występujący w środowisku pracy i zapewnienie wartości dźwięku A pod ochronnikiem słuchu, mniejszej niż ustalona wartość normatywna. W zależności od dostępnych danych z pomiarów hałasu na rozpatrywanym stanowisku pracy oraz informacji zawartych w instrukcji ochronników słuchu, ocenę i dobór, można przeprowadzić za pomocą jednej z trzech metod [2, 11]: metoda pasm oktawowych (dokładna); metoda HML (średnio dokładna); metoda SNR (mało dokładna). Ww. metody opierają się na średnich wartościach tłumienia dźwięku z pominięciem jakichkolwiek cech osobniczych określonej osoby. Uzyskane wyniki są prawidłowe przy określonym poziomie ochrony x (%) równym 84 %. Oznacza to, że w 84 % sytuacji, w których rozpatrywany ochronnik słuchu jest prawidłowo stosowany przez różne osoby w określonym hałasie, wartość poziomu dźwięku A pod ochronnikiem słuchu będzie równa lub mniejsza od wartości obliczonej [2, 11]. Dobór ochronników słuchu do wielkości charakteryzujących hałas na stanowisku obsługi przenośnika taśmowego układu transportu urobku w Kopalni A, został przeprowadzony metodą dokładną pasm oktawowych za pomocą opracowanej przez autora publikacji aplikacji arkusza excel (rys. 3). Metoda pasm oktawowych jest metodą dokładną i aby ją zastosować do doboru środków ochrony indywidualnej słuchu, niezbędna jest znajomość zmierzonych na stanowisku pracy wartości poziomu ciśnienia akustycznego w pasmach oktawowych w zakresie częstotliwości Hz (tablica 5), oraz wartości średniego tłumienia dźwięku i jego odchyleń standardowych w pasmach oktawowych ochronnika słuchu. Parametry średniego tłumienia dźwięku ochronnika słuchu w pasmach oktawowych podawane są w dostarczonej przez producenta ochronników słuchu informacji. Poziom dźwięku A pod ochronnikiem słuchu L A oblicza się wg wzoru [11] gdzie: f L f [db] (1) częstotliwość środkowa pasma oktawowego (obliczenia można rozpocząć od częstotliwości tłumienia dźwięku 63 Hz, jeżeli dla tej częstotliwości są podane wartości), [Hz]; poziom ciśnienia akustycznego dźwięku w paśmie oktawowym o częstotliwości środkowej f, [db]; A f wartość poprawki korekcyjnej wg charakterystyki częstotliwościowej A w pasmie oktawowym o częstotliwości środkowej f [db] (tablica 7); M f s f tłumienie dźwięku ochronnika słuchu o częstotliwości środkowej f (wg informacji producenta), [db]; odchylenie standardowe o częstotliwości środkowej f (wg informacji producenta), [db]; Tablica 7. Wartość poprawki korekcyjnej A f według charakterystyki częstotliwościowej A w pasmie oktawowym o częstotliwości środkowej f [10] Table 7. Value of correction Af according to the profile of frequency A in the octave band with center frequency f [10]

60 Nr 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY 57 Rys. 3. Program do doboru środków ochrony indywidualnej słuchu metodą dokładną pasm oktawowych opracowany przez autora publikacji Fig. 3. Program for the selection of individual hearing protection means by the accurate octave band method elaborated by the author of this paper W wyniku przeprowadzonego doboru środków ochrony indywidualnej słuchu, spośród szerokiego katalogu dostępnych na rynku ochronników, ochronę optymalna narządu słuchu zapewniają m.in. wkładki przeciwhałasowe Bilsom 656 NST o parametrach ochronnych przedstawionych w tablicy Podsumowanie Wysoki poziom zagrożenia hałasem w polskim górnictwie wskazał potrzebę podejścia systemowego do problematyki tematu, polegającego na opracowaniu metod prognozy i oceny zagrożenia oraz podejmowania działań w celu zmniejszenia ryzyka uszkodzenia słuchu na stanowiskach pracy górniczej. Utrzymujący się trend degresji liczby przypadków stwierdzonych zawodowych uszkodzeń słuchu w górnictwie na przełomie ostatnich lat, świadczy o skuteczności zaimplementowanych środków profilaktycznych. Przeprowadzona analiza i ocena ryzyka zawodowego dla stanowiska pracy obsługa przenośnika taśmowego... wykazała, iż jest to stanowisko obarczone dużym, nieakceptowalnym ryzykiem zawodowym w aspekcie zagrożenia hałasem. Praca na tym stanowisku jest możliwa dopiero po zastosowaniu odpowiednio dobranej profilaktyki. Po zastosowaniu działań profilaktycznych ryzyko na anali- zowanym stanowisku pracy obsługa przenośnika taśmowego... zostało oszacowane warunkowo jako dopuszczalne. Przeprowadzony metodą dokładną pasm oktawowych dobór środków ochrony indywidualnej słuchu wskazał, iż optymalne właściwości ochronne dla przedstawionego poziomu narażenia spełniają wkładki jednorazowego użytku typu Bilsom 656 NST powodujące obniżenie poziomu hałasu pod ochronnikiem słuchu do 76 db. Należy jednak pamiętać, iż nawet najlepiej dobrany ochronnik słuchu nie zapewnia 100 % skuteczności ochrony pracownika przed negatywnymi skutkami pracy w szkodliwym hałasie, a stosowanie środków ochronny indywidualnej, powinno być wprowadzone dopiero po wyczerpaniu możliwości technicznych i organizacyjnych metod ograniczenia narażenia na hałas. Literatura 1. Lipowczan A.: Identyfikacja zagrożenia i metody ograniczenia hałasu w górnictwie węgla kamiennego. Wydawnictwo GIG. Katowice Praca zbiorowa pod redakcją Majchrzyckiej K., Pościk A.: Dobór środków ochrony indywidualnej. Wydawnictwo CIOP PIB. Warszawa Praca zbiorowa pod redakcją Koradecka D.: Bezpieczeństwo i higiena pracy. Wydawnictwo CIOP PIB. Warszawa Tablica 8. Typ ochrony słuchu wraz z wartościami tłumienia hałasu Table 8. Type of hearing protection with values of noise dampening

61 58 PRZEGLĄD GÓRNICZY Engel Z., Zawieska M.: Hałas i drgania w procesach pracy, źródła, ocena, zagrożenia. Wydawnictwo CIOP PIB. Warszawa Puzyna C.: Ochrona środowiska pracy przed hałasem tom I. Wydawnictwa Naukowo-Techniczne. Warszawa Ustawa z dnia 26 czerwca 1974 r. Kodeks pracy. Dziennik Ustaw 1974, nr 24, poz. 141 z późniejszymi zmianami. 7. Wyższy Urząd Górniczy: Stan bezpieczeństwa i higieny pracy w górnictwie w 2012 roku. Wydawnictwo RoMedia-Art Katowice Państwowa Inspekcja Pracy. Sprawozdania Głównego Inspektora Pracy z działalności Państwowej Inspekcji Pracy za lata Rozporządzenie Ministra Gospodarki i Pracy z dnia 5 sierpnia 2005 r. w sprawie bezpieczeństwa i higieny pracy przy pracach związanych z narażeniem na hałas lub drgania mechaniczne. Dziennik Ustaw 2005, nr 157, poz Rozporządzenie Ministra Pracy i Polityki Społecznej z dnia 29 listopada 2002 r. w sprawie najwyższych dopuszczalnych stężeń i natężeń czynników szkodliwych dla zdrowia w środowisku pracy. Dziennik Ustaw 2002 r. nr 217, poz z późniejszymi zmianami. 11. Polska Norma PN-EN 458. Ochronniki słuchu. Zalecenia dotyczące doboru, użytkowania, konserwacji codziennej i okresowej. Dokument przewodni. Warszawa Polska Norma PN-N-18002:2011. Systemy zarządzania bezpieczeństwem i higieną pracy. Ogólne wytyczne do oceny ryzyka zawodowego. Warszawa 2011.

62 Nr 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY 59 UKD : : Ocena możliwości uzyskania konstruktywnej interferencji drgań pochodzących od robót strzałowych Assessment of the possibility to obtain constructive vibration interference f rom blasting dr hab. inż. Józef Kabiesz, prof. GIG* ) dr hab. inż. Adam Lurka, prof. GIG* ) Treść: Roboty strzałowe są przedsięwzięciami powszechnie stosowanymi w górnictwie, szczególnie przy drążeniu wyrobisk, urabianiu złoża oraz jako profilaktyka zagrożenia sejsmicznego i tąpaniami. Zwykle praktyczna ich realizacja obejmuje celowy rozkład otworów strzałowych oraz sekwencję czasową ich odpalania. Treścią artykułu jest próba określenia warunków i możliwości takiej koordynacji prowadzenia robót strzałowych w warunkach podziemnego górnictwa rud miedzi, aby uzyskać w wybranym obszarze górotworu efekt konstruktywnej interferencji drgań wywoływanych strzelaniami. Efekt ten powinien poprawić skuteczność strzelań, szczególnie przy próbach prowokowania występowania silnych wstrząsów sejsmicznych. Artykuł przedstawia teoretyczne założenia uzyskiwania efektu interferencji, wyniki prób jego modelowania oraz wstępne rezultaty praktycznych eksperymentów przeprowadzonych w jednej z kopalń rud miedzi. Abstract: Blasting is a commonly used method in underground mining, particularly in driving underground galleries, deposit extraction and prevention from seismic and rockburst hazard. In practice, blasting consist in appropriate arrangement of the geometry of blast holes and time sequence of individual blast holes. This paper presents the possibility of electronic time synchronization of individual blast holes in order to obtain constructive interference of the generated seismic waves in copper underground mine in Poland. This synchronization should improve blasting effectiveness for inducing strong seismic events in the mine. Some theoretical aspects of longitudinal seismic wave interference are introduced and measurement results of interference effect of seismic waves generated by blasting in one of the copper mine in Poland are presented. Słowa kluczowe: górnictwo, roboty strzałowe, interferencja fal sejsmicznych Key words: mining, blasting, interference of seismic waves 1. Wprowadzenie Jednym z istotnych efektów robót strzałowych są rozprzestrzeniające się w ośrodku skalnym drgania mechaniczne w postaci sprężystych fal podłużnych. To charakterystyczne zjawisko jest najczęściej traktowane jako niepożądany efekt uboczny, źle wpływający na stan infrastruktury znajdującej się w zasięgu ich oddziaływania [1]. Są jednak także przykłady jego wykorzystywania w niektórych praktycznych zastosowaniach robót strzałowych, np. jako źródło wzbudzenia górotworu do drgań w badaniach geofizycznych. W górnictwie podziemnym efekt ten jest stosowany dla prowokowania występowania wstrząsów sejsmicznych. W ten sposób poddaje * ) Główny Instytut Górnictawa, Katowice. się kontroli czas wystąpienia zagrożenia eliminuje się ich wpływ na ludzi zatrudnionych pod ziemią. Prowokowanie powstawania wstrząsów sejsmicznych poprzez wykonywanie robót strzałowych w swojej istocie może polegać na zaburzeniu stanu równowagi niestatecznych fragmentów górotworu poprzez: osłabienie struktury (obniżeniu własności wytrzymałościowych skał) krytycznie wytężonego fragmentu górotworu, zwiększenie stanu lokalnych naprężeń w górotworze, wymuszenie ruchu fragmentów górotworu będących w stanie równowagi chwiejnej. Wynikiem wykonywania robót strzałowych może być więc zachwianie równowagi określonego fragmentu górotworu i związane z tym dynamiczne wyzwolenie zgromadzonej energii sprężystej. Z tego powodu sposób przeprowadzania

63 60 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2014 w kopalniach profilaktycznych robót strzałowych, a w szczególności ich efektywność, jest zagadnieniem istotnym. W niniejszym artykule przedstawiono rozważania i efekty pierwszych prób poprawy skuteczności strzelań wskutek efektów nakładania się drgań wywoływanych odpalaniem w otworach wiertniczych ładunków materiałów wybuchowych. 2. Warunki interferencji Oddziaływanie na górotwór drgań pochodzących od robót strzałowych w kontekście prowokowania wystąpienia wstrząsów opisują dwie kategorie zjawisk. Pierwsza z nich dotyczy zmiany stanu skrajnie wytężonych obszarów skał, co może doprowadzać do przekraczania ich wytrzymałości i gwałtownego rozpadu (np. eksplozja calizny węglowej, pękanie warstw mocnych skał), skutkującego wyzwoleniem dużych ilości energii sprężystej silnego wstrząsu sejsmicznego. Druga kategoria oddziaływania dotyczy inicjowania przez drgania falowe utraty stateczności wydzielonych fragmentów naruszonego tektoniką lub/i eksploatacją górotworu. Uwolnione jego części przemieszczają się, dzięki sile grawitacji, w kierunku pustych przestrzeni, najczęściej wytworzonych przez wcześniej prowadzoną eksploatację. W momencie wyhamowywania ich ruchu energia kinetyczna przekształca się w inne rodzaje energii, w tym w energię sprężystych drgań, kreując wstrząs sejsmiczny. Przemieszczone fragmenty górotworu osiągają nowy, bardziej stabilny stan równowagi. Przedstawione scenariusze są konsekwencją utraty przez określone fragmenty górotworu stanu równowagi. Jej utrata jest inicjowana przez dynamiczne oddziaływanie drgań powstających w wyniku robót strzałowych. Zasadniczą rolę odgrywa w takich sytuacjach ilość energii wyrażona dla fal sejsmicznych poprzez gęstość strumienia energii dostarczanej przez drgania do miejsc o bliskim krytycznego stanie wytężenia. Gęstość strumienia energii jest, jak wiadomo, proporcjonalna do kwadratu amplitudy prędkości drgań cząstek ośrodka v, przy czym istotne jest, aby amplitudy te były jak największe w obszarach równowagi chwiejnej lub metastabilnej w odpowiednich fragmentach górotworu [8]. Im większe wartości tych parametrów, tym większe prawdopodobieństwo przekroczenia krytycznych wartości wytrzymałościowych w górotworze. Jedną z możliwości uzyskania takich efektów, bez zwiększania mocy odpalanych ładunków materiału wybuchowego, jest uzyskiwanie efektu konstruktywnej interferencji drgań pochodzących z różnych miejsc (otworów wiertniczych, przodków) prowadzenia robót strzałowych Podstawy teoretyczne interferencji podłużnych fal sejsmicznych Podstawowe fale sejsmiczne, jakie powstają podczas stosowania materiałów wybuchowych w górnictwie, to fale podłużne. Fale te można scharakteryzować poprzez amplitudy prędkości drgań cząstek ośrodka oraz poprzez ich widmo częstotliwościowe. Z uwagi na to, że zjawisko interferencji opisywane jest dla fal monochromatycznych, czyli o jednej częstotliwości, przyjęto założenie, że powstające drgania można opisać poprzez widmo fourierowskie o ustalonej częstotliwości dominującej. Interferencja to zjawisko powstawania przestrzennego rozkładu amplitud fal na skutek nakładania się, czyli tak zwanej superpozycji dwóch lub więcej rozkładów fal w przestrzeni o takim samym lub podobnym rozkładzie częstotliwości wokół częstotliwości dominującej. Fundamentalnym faktem wykorzystywanym przy opisie zjawiska interferencji jest założenie o liniowości mówiące, że sumaryczny ruch falowy nakładających się drgań falowych jest ich algebraiczną sumą. Widoczne to jest najlepiej dla jednowymiarowego równania falowego (1) gdzie: u funkcja falowa opisująca zmienność amplitud drgań w czasie i przestrzeni, c prędkość propagacji fali. Rozwiązaniem tego równania jest każda funkcja postaci f(x ct) + g(x + ct) (2) gdzie: f i g dowolne funkcje opisujące zmienność amplitud w czasie i przestrzeni. Rozwiązanie (2) równania (1) reprezentuje propagację dwóch fal biegnących wzdłuż osi x w przeciwnych kierunkach. Liniowość wyraża się poprzez cechę równania (1) mówiącą, iż jeżeli mamy dwa rozwiązania tego równania f 1 i f 2 to również suma tych funkcji jest rozwiązaniem równania falowego (1). Należy jednak podkreślić, że zjawisko interferencji różnych typów fal zachodzi nie tylko na podstawie założenia o liniowości ruchu falowego, ale także na podstawie założenia o podobnej charakterystyce częstotliwościowej kilku różnych fal. Najsilniejsza interferencja zachodzi wtedy, gdy mamy do czynienia z falami o jednej, ustalonej częstotliwości drgań. W najprostszym przypadku interferencja zachodzi dla dwóch źródeł drgań, które generują taką samą częstotliwość drgań, a różnią się amplitudą oraz fazą gdzie: f 1, f 2 czasowa zmienność amplitud drgań w tym samym punkcie przestrzeni dla dwóch źródeł drgań, ω częstotliwość drgań, A 1, A 2 maksymalne amplitudy drgań dla fali 1 i 2, φ 1, φ 2 fazy drgań dla fali 1 i 2. Jeżeli założymy, że amplitudy A 1 i A 2 są sobie równe i wynoszą A wtedy wynikowa amplituda drgań pochodzących od fal 1 i 2, na podstawie liniowości, będzie miała postać W = f 1 +f 2 = Acos(ω + φ 1 ) + Acos(ωt + φ 2 ) (4) Równanie 4 po prostych przekształceniach można zapisać jako (5) Równanie (5) pokazuje w sposób jawny, że wynikowa amplituda drgań W jest falą, która drga nadal z częstotliwością ω, natomiast nowa amplituda drgań wynosi i zależy od faz drgania fal 1 i 2. Oznacza to, że sterując fazami źródeł fal φ 1, φ 2 możemy wpływać na amplitudy drgań wynikowych. Stanowi to podstawową właściwość, która może być wykorzystana przy tworzeniu konstruktywnej interferencji drgań dla fal sejsmicznych, powstałych w wyniku odpalania ładunków wybuchowych. W celu otrzymania bardziej ogólnego wzoru na interferencję należy skorzystać z aparatu, jaki dostarczają liczby zespolone. Formuła (3) przyjmuje wtedy postać [2] (3)

64 Nr 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY 61 gdzie: e liczba Eulera, i jednostka urojona o właściwości i 2 =-1. Przy takim zapisie sumaryczna amplituda drgań wynosi Związek (7) pozwala wyrazić sumaryczną amplitudę drgań, która zmienia się jak moduł wielkości. Widać także, że drgania nadal mają charakter oscylacyjny w czasie z częstością ω. Przedstawione w postaci (7) drgania można uogólnić do przypadku n źródeł drgań. Wtedy sumaryczna amplituda tych drgań wyraża się w postaci Moduł wartości wyraża wypadkową amplitudę oscylacji n drgań z częstością ω i jak widać jest zależny tylko od faz poszczególnych drgań. Tak więc mając wpływ na fazy generowanych drgań możemy wpływać na wypadkową, maksymalną amplitudę drgań. Stanowi to istotę metody synchronizacji drgań sejsmicznych pochodzących od strzelania materiałami wybuchowymi. Należy przy tym pamiętać, że związek (8) zachodzi dla interferencji fal monochromatycznych i w przypadku fal o pewnym rozkładzie częstotliwości interferencja będzie miała charakter bardziej złożony. Podstawowe fale sejsmiczne generowane materiałami wybuchowymi to fale podłużne, które w ogólności mają charakter wektorowy. Założono więc, że fale generowane w n miejscach ładunkami wybuchowymi są falami podłużnymi o charakterze wektorowym, które można synchronizować czasowo w wybranym punkcie przestrzeni wpływając w ten sposób na fazy ich drgań, a poprzez to na ich interferencję. Związek (8) dotyczący interferencji n drgań typu skalarnego należy uogólnić na interferencję dla fal wektorowych. W tym celu skalarne funkcje f 1, f 2,, f n należy zastąpić wektorowymi o postaci gdzie: wektorowe, maksymalne amplitudy drgań o składowych. (A 1x, A 1y, A 1z ), (A 2x, A 2y, A 2z ),..., (A nx, A ny, A nz ) Wtedy formuła (8) przybiera postać (6) (7) (8) (9) (10) Wzór (10) jest podstawowym związkiem, który jest używany do modelowych obliczeń interferencji monochromatycznych lub pseudomonochromatycznych podłużnych fal sejsmicznych. Podstawową różnicą między tym równaniem a równaniem (8), opisującym interferencję w optyce, jest sumowanie wartości wektorowych w przypadku fal sejsmicznych. Ostatnim czynnikiem, jaki należy uwzględniać podczas propagacji podłużnych fal sejsmicznych, jest krzywoliniowość rozchodzenia się promieni sejsmicznych w ośrodkach niejednorodnych. W takim przypadku należy przy sterowaniu fazami φ 1, φ 2,..., φ n drgań sejsmicznych od poszczególnych fal uwzględnić w obliczaniu czasu propagacji fal krzywoliniowość tych promieni. W ogólności czas przebiegu fali sejsmicznej w ośrodku niejednorodnym wyraża się przez zasadę Fermata (11) gdzie g jest krzywą w przestrzeni o tej właściwości, że czas przejścia fali wzdłuż tej krzywej jest minimalny [9, 3]. 3. Modelowanie interferencji podłużnych fal sejsmicznych Interferencja fal sejsmicznych opisana za pomocą związku (10) i przy założeniu niejednorodności ośrodka jest procesem dość skomplikowanym. Generalnie nie istnieją żadne proste matematyczne formuły, powalające w łatwy sposób przedstawiać to zjawisko. Aby poznać ten proces, należy uciec się do numerycznych obliczeń modelowych, które pozwolą w sposób przejrzysty zobrazować najbardziej typowe efekty interferencji. W związku z tym dla wybranego przykładu eksploatacji w kopalni rud miedzi zbudowano modele 2D i 3D i przeprowadzono obliczenia dla czterech rodzajów ośrodków: jednorodnego o stałej wartości prędkości fali sejsmicznej 5100 m/s, niejednorodnego z anomalią wysokoprędkościową, niejednorodnego z anomalią niskoprędkościową, oraz niejednorodnego z anomalią nisko- i wysokoprędkościową (rys. 1). Anomalie te opisane są kulami o średnicy 100 metrów o środku w wybranym na poziomie eksploatacji punkcie, przy czym wartość prędkości wewnątrz kuli dla anomalii niskoprędkościowej wynosi 4100 m/s, natomiast dla anomalii wysokoprędkościowej wynosi 6100 m/s. Otaczający kule ośrodek jest jednorodny o wartości prędkości fali sejsmicznej 5100 m/s. Obliczenia wykonano dla 2 i 6 źródeł fal. Na kolejnych rysunkach 2, 3 i 4 przedstawiono wyniki modelowania interferencji fal dla wariantu płaskiego i przestrzennego z dwoma i sześcioma źródłami drgań w ośrodku jednorodnym (rys. 2) i w ośrodku z dwoma anomaliami nisko- i wysokoprędkościowymi (rys. 3 i 4). Na podstawie wykonanych pomiarów sejsmicznych w badanym rejonie przyjęto do modelowania interferencji, że dominująca częstotliwość drgań wywołanych odpalaniem pojedynczych otworów strzelniczych wynosi około 150 Hz, co zostało uwzględnione w modelowaniu. Wynikami uzyskanych obliczeń są obrazy intensywności interferencji drgań wyskalowane w przedziale od 0 do 1. Maksymalna interferencja konstruktywna jest wykazywana jako wartość 1, natomiast 0 oznacza całkowite wygaszenie amplitud drgań, czyli maksymalną interferencję destruktywną. Wykonane obliczenia modelowe interferencji dla podłużnych fal sejsmicznych pozwalają stwierdzić, że: sterowanie fazami drgań poszczególnych źródeł sejsmicznych pozwala wzmacniać drgania w wybranym miejscu analizowanego obszaru, istnieje wyraźny wpływ na zjawisko interferencji niejednorodności ośrodka skalnego oddziałując na formowanie się obrazów interferencji drgań, zwiększanie liczby źródeł drgań wpływa na formowanie się pola intensywności interferencji.

65 62 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2014 Rys. 1. Model ośrodka (v = 5100 m/s) z anomalią niskoprędkościową (kolor niebieski; v = 4100 m/s) i wysokoprędkościową (kolor czerwony; v = 6100 m/s) Fig. 1. Constant seismic velocity model (V=5100m/s) with high velocity volume (blue color, V=4100m/s) and low velocity volume (red color, V=6100/s) Rys. 2. Wynik modelowania intensywności interferencji drgań sejsmicznej fali podłużnej P na poziomie eksploatacji złoża dla dwóch źródeł sejsmicznych w ośrodku jednorodnym Fig. 2. Numerically calculated intensity of interference in medium of constant velocity model. Two seismic sources used Rys. 3. Wynik modelowania 2D (a) i 3D (b) intensywności interferencji drgań sejsmicznej fali podłużnej P na poziomie eksploatacji złoża dwóch źródeł sejsmicznych i dwóch anomalii: wyskoprędkościowej i niskoprędkościowej Fig. 3. Numerically calculated intensity of interference in medium of constant velocity model with high and low velocity volumes. Two seismic sources used Rys. 4. Wynik modelowania 2D (a) i 3D (b) intensywności interferencji drgań sejsmicznej fali podłużnej P na poziomie eksploatacji złoża dla sześciu źródeł sejsmicznych i dwóch anomalii: wyskoprędkościowej i niskoprędkościowej Fig. 4. Numerically calculated intensity of interference in medium of constant velocity model with high and low velocity volumes. Six seismic sources used

66 Nr 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY 63 Załączone obrazy pokazują wyraźnie zjawisko znane z optyki, że ze wzrostem liczby źródeł sejsmicznych wzrasta tzw. kierunkowość interferencji [2]. Przejawia się to tym, że zwiększanie liczby źródeł drgań wyraźnie preferuje interferencję w określonych kierunkach. 4. Praktyczna możliwość sterowania fazami drgań generowanych przez roboty strzałowe Fale sejsmiczne generowane robotami strzałowymi interferują, wzmacniając i osłabiając wartości amplitud. Tym samym ich oddziaływanie na górotwór w aspekcie inicjowania wstrząsów sejsmicznych jest pochodną uśrednionych wartości amplitud drgań. Interferencja fal sejsmicznych jest utrudniona między innymi poprzez nieskoordynowane rozprzestrzenianie drgań w górotworze. Jest to spowodowane przypadkowymi czasami inicjowania wybuchów MW i generowania sprężystych drgań ośrodka skalnego jako skutku eksplozji ładunków MW rozmieszczanych w określonych konfiguracjach geometrycznych. Określenie przypadkowe należy rozumieć jako zbyt duże wartości opóźnień (zwłok) w dotychczasowych systemach inicjacji MW i brak dokładności w określaniu czasów tych inicjacji. Dla precyzyjnego sterowania fazami drgań niezbędne jest zapewnienie bardzo precyzyjnego sterowania czasami odpalania poszczególnych ładunków MW. Możliwość precyzyjnego sterowania czasami odpalania ładunków MW jest zagadnieniem czysto technicznym. Rozwiązania w postaci np. klasycznych zapalników (systemów odpalania) milizwłocznych nie zapewniają odpowiedniej dokładności, która powinna być rzędu 1 milisekundy lub nawet mniej. Możliwe do uzyskania opóźnienia międzystrzałowe dla systemów elektrycznych wynoszą 25 ms, dla systemów nieelektrycznych teoretycznie rzędu kilku ms przy znacznej tolerancji rzeczywistych czasów opóźnień. Należy w tym miejscu wspomnieć, że prędkości rozchodzenia się postrzałowych fal sejsmicznych w sprężystych skałach typu dolomit, anhydryt mogą sięgać 6000 m/s, co oznacza, że w okresie 1 ms fala taka pokonuje dystans 6 m. Ostatnio, po skonstruowaniu i rozpoczęciu produkcji elektronicznych systemów inicjacji MW [5], pojawiła się możliwość praktycznego zrealizowania takich wymogów. Dla dostępnego na rynku systemu i-kon firmy ORICA [6, 7] czas opóźnienia może wynosić 1 ms przy dokładności ±0,05 ms w zakresie opóźnień ms. System taki składa się z trzech podstawowych elementów: zapalnika elektronicznego, urządzenia logującego oraz zapalarki. Najważniejszym elementem systemu jest zapalnik wyposażony w elektroniczny, programowalny układ zastępujący klasyczny element opóźniający. Różnica w budowie zapalników elektronicznych, elektrycz-nych i nieelektrycznych wynika bezpośrednio z całkowicie odmiennej idei przekazywania sygnału inicjującego wysyłanego od urządzenia odpalającego do zapalnika oraz sposobu osiągania wymaganego opóźnienia milisekundowego. Jest ono realizowane przez układ scalony i zaimplementowane w nim oprogramowanie, a nie za pomocą reakcji chemicznych. Elektroniczny element opóźniający w zapalniku znajduje się przed tzw. główką zapalczą. Budowę podstawowych rodzajów zapalników przedstawiono na rysunku Eksperymenty in situ Wykorzystując przedstawione możliwości techniczne elektronicznego sterowania inicjacją MW przeprowadzono w wybranym oddziale kopalni rudy miedzi testowe strzelania i tak (rys.1): odpalenie kolejno dwóch otworów strzałowych i cyfrową rejestrację wywołanych drgań oraz pomiar czasów przejścia drgań do wybranych punków (sond) pomiarowych, odpalenie dwóch otworów z opóźnieniem wynikającym z pomiaru czasów przejścia fal i rejestracją drgań w wybranych punktach pomiarowych, analizę otrzymanych wyników rejestracji. Poligon pomiarowy wyposażono w system rejestracji SOS [4] z 16 trójskładowymi stanowiskami rejestracji fal sejsmicznych (rys. 6). Otwory strzałowe zlokalizowano w przodkach oznaczonych na rysunku 6 symbolami górniczych młotków. Symbole G-1 G-16 oznaczają lokalizację sond rejestrujących. Strzelania wykonano w trzech następujących po sobie cyklach. W każdym cyklu odpalano po jednym otworze w przodku, w którym umieszczano po 2 kg MW. W pierwszym cyklu odpalono otwory w przodkach w odstępie czasu 5000 ms. Cyfrowa rejestracja tych strzelań pozwoliła na dokładne określenie opóźnień czasowych, które użyto w następnych dwóch cyklach do uzyskania interferencji sygnałów pochodzących z dwóch przodków. Rys. 5. Budowa podstawowych rodzajów zapalników wg (Miller, Martin 2008) Fig. 5. Schematic diagram of basic detonator types (Miller, Martin 2008) Rys. 6. Mapa poligonu pomiarowego Fig. 6. Map of measurement area

67 64 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2014 Ze względu na skrajne rozmieszczenie miejsc odpalania otworów strzałowych skoncentrowano się na potencjalnym wystąpieniu efektu interferencji na stanowisku pomiarowym G-3 i G-15, które zapewniały dużą różnicę w długościach dróg przebiegu fal sejsmicznych generowanych przez odpalane ładunki wybuchowe. Na podstawie pierwszej fazy strzelań wyznaczono dwie wartości opóźnień czasowych oddzielnie dla synchronizacji drgań na stanowisku G-3 i oddzielnie na stanowisku G-15. Dla stanowiska G-3 otrzymano wartość opóźnienia 44 milisekundy dla bliższego względem niego miejsca odpalania MW, natomiast dla stanowiska G-15 otrzymano wartość opóźnienia 10 milisekund. W kolejnych etapach strzelań zastosowano sterowane elektronicznie opóźnienia o obliczonych wartościach. Na rysunkach 7 i 8 przedstawiono obrazy rejestracji drgań pochodzących od odpalanych oddzielnie otworów strzałowych oraz po synchronizacji czasów ich odpalania. Rys. 7. Zapisy drgań na stanowisku G-3 po strzelaniach w otworach bliższym (a) i dalszym (b) oraz po synchronizacji czasów odpalania obydwu otworów (c) Fig. 7. Digital seismograms of particle velocity amplitudes (m/s) recorded on the triaxial seismic station G-3 after blasting from the nearer blast hole (a), the farther blast hole (b) and after electronically synchronized blasts both in the nearer and further blast holes (c)

68 Nr 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY 65 Rys. 8. Zapisy drgań na stanowisku G-15 po strzelaniach w otworach bliższym (a) i dalszym (b) oraz po synchronizacji czasów odpalania obydwu otworów (c) Fig. 8. Digital seismograms of particle velocity amplitudes (m/s) recorded on the triaxial seismic station G-15 after blasting from the nearer blast hole (a), the farther blast hole (b) and after electronically synchronized blasts both in the nearer and further blast holes (c)

69 66 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2014 Tablica 1. Maksymalne wartości prędkości drgań (m/s) i strumienia energii (J/m 2 ) generowanych robotami strzałowymi Table 1. Maximum vibration velocity values (m/s) and the energy flux (J/m2) generated by blasting seismic waves Stanowisko rejestracji drgań Otwór strzałowy G-3 bliższy G-3 dalszy G-3 synchronizacja G-15 bliższy G-15 dalszy G-15 synchronizacja Maksymalna prędkość drgań; m/s X = 4,77E-5 m/s Y = 4,10E-5 m/s Z = 9,17E-5 m/s XYZ = 9,19E-5 m/s X =1,59E-5 m/s Y = 2,43E-5 m/s Z = 6,44E-5 m/s XYZ = 6,50E-5 m/s X = 6,40E-5 m/s Y = 5,42E-5 m/s Z = 8,03E-5 m/s XYZ = 8,28E-5 m/s X = 4,07E-5 m/s Y = 4,42E-5 m/s Z = 1,35E-4 m/s XYZ = 1,37E-4 m/s X = 3,59E-5 m/s Y = 1,53E-5 m/s Z = 5,49E-5 m/s XYZ = 5,57E-5 m/s X = 4,20E-5 m/s Y = 6,08E-5 m/s Z = 1,46E-4 m/s XYZ = 1,46E-4 m/s Scałkowany po czasie strumień energii; J/m 2 5,21E-11 2,26E-11 7,14E-11 1,76E-10 2,97E-11 1,84E-10 Charakterystykę zarejestrowanych drgań: maksymalne wartości prędkości drgań na odpowiednich składowych oraz scałkowany po czasie strumień energii przedstawiono w tablicy 1. Z danych zawartych w tablicy 1 wynika, że: pierwsze maksymalne wartości prędkości amplitud drgań na poszczególnych składowych nie różnią się istotnie bez względu na to czy rejestrowano drgania od jednego strzelania czy też dwóch nałożonych na siebie synchronicznie, charakter drgań generowanych tymi strzelaniami zawiera w sobie wiele częstotliwości, obliczone wartości scałkowanego po czasie strumienia energii drgań, który jest proporcjonalny do uśrednionej intensywności drgań pochodzących od strzelań w badanym przedziale czasu, wskazują na jego zwiększenie dla strzelań zsynchronizowanych. Oznacza to, że nastąpiła konstruktywna interferencja dwóch badanych sygnałów sejsmicznych. 6. Podsumowanie Praktyka górnicza, a w szczególności profilaktyka zagrożenia sejsmicznego, wskazuje na potrzebę prowadzenia badań, które pozwolą na poprawę efektywności robót strzałowych. Jedną z takich możliwości jest doprowadzenie w praktyce do efektu konstruktywnej interferencji podłużnych fal sejsmicznych wywoływanych takimi robotami. Teoretyczne modelowanie zjawiska interferencji potwierdziło możliwość jego zaistnienia nawet w niejednorodnym ośrodku skalnym, a zwiększanie liczby źródeł emisji poprawia tzw. kierunkowość interferencji. Rozwój techniki strzelniczej, a szczególnie elektronicznego sprzętu strzałowego, umożliwia precyzyjne uzyskiwanie bardzo małych zwłok czasowych odpalania ładunków MW, co z kolei pozwala na dokładne sterowanie fazami drgań i uzyskiwanie zamierzonego efektu interferencji. Przeprowadzone eksperymenty dołowe wykazały, że: częstotliwość drgań przy odpalaniu pojedynczego otworu strzałowego z ładunkiem 2 kg MW w skałach o dużej sprężystości sięga 150 Hz, możliwa jest praktyczna aplikacja obliczonych czasów opóźnień odpalania otworów strzałowych z wykorzystaniem systemu i-kon TM, synchronizacja czasów odpalania otworów strzałowych wykazała zaistnienie efektu konstruktywnej interferencji drgań, o czym świadczą scałkowane po czasie wzrosty wartości strumienia energii podłużnej fali sejsmicznej docierającej do wybranych punktów w górotworze, maksymalne wartości prędkości amplitud drgań nie wykazywały istotnych zmian (przyrostów) dla strzelań zsynchronizowanych, co wynika przede wszystkim z braku ich monochromatyczności. Literatura 1. Dubiński J.: Sejsmiczna metoda wyprzedzającej oceny zagrożenia wstrząsami górniczymi w kopalniach węgla kamiennego. Prace GIG. Seria dodatkowa Feynman R.P., Leighton R.B., Sands M.: Feynmana wykłady z fizyki. T Warszawa. PWN Lurka A.: Wybrane teoretyczne i praktyczne zagadnienia tomografii pasywnej w górnictwie podziemnym. Prace naukowe GIG Lurka A., Logiewa H.: Sejsmologiczny system obserwacji SOS jako nowe narzędzie do obserwacji i interpretacji danych sejsmicznych w górnictwie zagrożonym tąpaniami. Katowice. GIG Miller D., Martin D.: A review of the benefits being delivered using electronic delay detonators in the quarry industry. Melbourne Prędki S.: Przegląd elektronicznych systemów inicjacji produkcji ORICA. Ustroń Prędki S.: Praktyczne zastosowanie wybranych systemów elektronicznej inicjacji MW. Prace Naukowe Instytutu Górnictwa Politechniki Wrocławskiej. Nr 130. Studia i Materiały nr Rubinowicz W., Królikowski W.: Mechanika teoretyczna. Warszawa. PWN Sławiński M.: Seismic waves and rays in elastic media. Pergamon. Elsevier

70 Nr 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY 67 UKD : Wpływ wybranych związków organicznych na parametry mieszanin zatłaczanych do zrobów zawałowych Influence of selected organic compounds on the parameters of mixtures injected into goaf caving equipment Mgr inż. Henryk Świnder* ) Treść: W artykule przedstawiono wyniki badań laboratoryjnych, których głównym celem było uzyskanie danych związanych z możliwością wykorzystania plastyfikatorów do betonu jako dodatków poprawiających właściwości reologiczne mieszanin zatłaczanych do zrobów zawałowych. Przebadany został wpływ wybranych związków chemicznych na właściwości mieszanin popiołowo-wodnych oraz mieszanin na bazie pyłu cementowego i wody. Wykonane badania materiałów odpadowych posłużyły do określenia kryteriów doboru materiałów pod kątem ich uziarnienia, poprawy zdolności do zwiększenia penetracji w rumoszu zawałowym oraz stopnia wypełnienia i doszczelnienia zrobów zawałowych. Abstract: This paper presents the results of laboratory tests whose main purpose was to obtain data referring to the potential use of concrete plasticizers as additives improving the rheological properties of mixtures injected into goaf caving. The influence of the selected compounds on the properties of ash and water mixtures and mixtures based on cement dust and water was tested. The tests of waste materials were used to define the criteria for the selection of materials considering their granulation, improvement of the ability to increase penetration in the rubble rocks and the degree of filling and sealing the abandoned workings caving. Słowa kluczowe: eksploatacja pokładu węgla, wypełnianie i doszczelnianie zrobów zawałowych, plastyfikatory, odpady Key words: exploitation of coal seam, filling and sealing goaf caving, plasticizers, waste 1. Wprowadzenie Eksploatacja pokładów w górnictwie podziemnym często wiąże się z trudnością wybrania całej grubości pokładu jedną warstwą [10] oraz jest przyczyną problemów związanych z ochroną powierzchni [4] oraz bezpieczeństwem pożarowym. Niszczenie struktury calizny węglowej, wzrost szczelin umożliwiających penetrację powietrza do masy węglowej oraz opad do wyrobiska skał i węgla często wywołuje pożary endogeniczne w niewybranych jeszcze warstwach pokładu lub w opadłym do wyrobiska rumoszu zawałowym. Wzrost zagrożeń pożarowych oraz opady węgla i skał z warstwy wyższej do niżej wybranej skutkuje również nieopłacalnością ekonomiczną eksploatacji oraz zaniechaniem wydobycia węgla z pokładu [8]. W latach osiemdziesiątych XX wieku w Głównym Instytucie Górnictwa została opracowana metoda eksploatacji grubych pokładów węgla od stropu do spągu, z wykorzystaniem podsadzki samozestalającej się. Do jej sporządzenia zostały wykorzystane w głównej mierze odpady powęglowe, modyfikowane dodatkami substancji wiążących, takimi jak: cementy, gips, anhydryt, wapno gaszone, popioły lotne z kotłów pyłowych, pyły cementowe, wapno magnezowe [9]. Podstawowym kryterium, określającym przydatność materiałów zastosowanych do wypełniania i doszczelniania zrobów * ) Główny Instytut Górnictwa, Katowice. zawałowych, jest uzyskanie odpowiedniej wytrzymałości na ściskanie i rozciąganie rumoszu zawałowego w warunkach jednoosiowego ściskania, a także ściśliwość zapewniająca minimalizację negatywnych oddziaływań prowadzonej eksploatacji na powierzchnię. Jednym z kryteriów umożliwiających uzyskanie wymaganych parametrów wytrzymałościowych jest odpowiednie zagęszczenie zatłaczanych do wyrobisk mieszanin mineralno-wodnych. Przy dużej zawartości części stałych w tego typu mieszaninach (powyżej 1 kg na dm 3 wody) następuj jednak znaczny wzrost ich lepkości i ograniczenie rozlewności, co uniemożliwia transport hydrauliczny z wykorzystaniem kopalnianych instalacji podsadzkowych. W ramach prowadzonych badań, jako dodatki poprawiające właściwości reologiczne mieszanin zatłaczanych do rumoszu zawałowego w zrobach zostały przebadane substancje stosowane do poprawy plastyczności betonów. Wytypowano związki na bazie lignosulfonianów, pochodnych kwasu poliakrylowego, żywic melaminowo-formaldehydowych oraz pochodnych nonylofenyli oksyetylowanych [11]. Badania składu mineralogicznego oraz składu chemicznego ubocznych produktów spalania oraz pyłów cementowych wykonano korzystając z analizatora wielkości, kształtu i liczby cząstek z przystawką ramanowską do identyfikacji chemicznej Morphologi G3S-ID firmy Malvern oraz uniwersalnego, cyfrowego skaningowego mikroskopu elektronowego z przystawką EDS i napylarką- HITACHI Model SU-3500N.

71 68 PRZEGLĄD GÓRNICZY Wypełnianie i doszczelnianie zrobów zawałowych z wykorzystaniem mieszanin mineralno-wodnych. Powierzchnia graniczna pomiędzy fazą stałą (cząstkami) i fazą ciekłą (wodą lub roztworem różnych związków chemicznych) jest miejscem występowania wielu zjawisk natury fizykochemicznej (adsorpcja, kohezja itp.) [2]. Zjawiska te mają istotny wpływ na jakość i pracę gruntu, decydują o jego strukturze, ściśliwości i wytrzymałości oraz o możliwości naturalnej rekonsolidacji lub wzmocnienia danego gruntu za pomocą odpowiednich środków fizycznych lub chemicznych. Środki chemiczne stosuje się w górnictwie od ponad 30 lat. Do wzmacniania i konsolidacji górotworu, uszczelniania i strefowego wzmacniania mas skalnych w obszarach o znacznym stopniu zdeformowania (zawał) stosuje się preparaty mineralne i organiczne. Ze względu na częste występowanie w rumoszu zawałowym (obok niepalnych łupków i piaskowca), znacznych ilości substancji palnych w postaci węgla oraz palnych łupków dochodzi do nim do naturalnych procesów utleniania, co prowadzi do samozagrzewania i inicjowania pożarów endogenicznych. W celu uniemożliwiających lub utrudniających dostęp powietrza oraz wypełnienia szczelin i pustek w zawale, a tym samym poprawienie stopnia doszczelnienia i wytrzymałości materiału skalno-węglowego wypełniającego zroby, najczęściej zatłaczane są zawiesiny wodne substancji mineralnych i dodatków modyfikujących. Najczęściej stosowane są zawiesiny popiołowo-wodne lub wodno-cementowe. Jako lepiszcza wykorzystywane są również gipsy, odpady z przemysłu cementowego oraz ilaste frakcje odpowiednich odpadów pogórniczych [16, 18]. Wszystkie wymienione materiały są drobnoziarnistymi, pozbawionymi części palnych substancjami, których zadaniem jest zwiększenie zagęszczenia materiału, obniżenie zawartości substancji palnej oraz wzbogacenie krzywej ziarnowej rumoszu zawałowego najdrobniejszymi frakcjami (<0,06 mm). Zakres stosowania tego typu mieszanin i ich często ograniczona skuteczność wynika z braku możliwości uzyskania odpowiedniego zagęszczenia substancji stałych, koniecznego do maksymalnego wypełnienia pustek międzyziarnowych w strefie zawału. Stężenie frakcji stałych w stosowanych mieszaninach nie przekracza zazwyczaj 1000 g na litr wody. Przy większej zawartości substancji stałych w mieszaninie, nie jest możliwe uzyskanie wymaganych właściwości reologicznych, niezbędnych do optymalnej penetracji w strukturę zawału [13]. Stosowanie wyższych stężeń fazy stałej wiąże się również z problemami technicznymi związanymi z procesem aplikacji takich mieszanin przy prowadzeniu robót związanych z przepompowywaniem i ich transportem rurociągami w kopalniach. W celu uzyskania maksymalnego zagęszczenia materiału zawałowego wykorzystywane są związki chemiczne, które w kontakcie z gazami porowymi i rozpuszczonymi w wodzie porowej, np. CO 2, wytwarzają w porach ziaren (kamienia) osady nierozpuszczalnych soli. Powstałe w wyniku reakcji mas skalnych z tego typu związkami sole są nierozpuszczalne i wytrącają się w postaci osadu, powodując wypełnienie i zasklepienie porów materiału wypełniającego np. zroby zawałowe. Tym samym tworzy się trwała powłoka na materiale skalnym. [14,15]. Do wypełnienia porów (zmniejszenie powierzchni kontaktu z tlenem) mogą być stosowane estry kwasu krzemowego tzw. silikony [np. metylosilikonian sodu (ahydrosil], organiczne związki krzemu (nanokompozyty [17], nieorganiczne związki wapnia i magnezu oraz krzemiany metali ziem alkalicznych, które po naniesieniu na powierzchnie materiału reagują z CO 2 zawartym w gazach porowych i gazach rozpuszczonych w wodach porowych. Działania doszczelniające i scalające rumosz zawałowy przez związki wapnia i magnezu spowodowane jest wytworzeniem słabo rozpuszczalnych węglanów, zasklepiających pory i otaczających powierzchnie ziaren [17]. Dzięki temu następuje uszczelnienie bryły zwałowiska i ograniczenie dostępu tlenu do strefy zawału. Dodatek związków wapnia i magnezu, zawartych np. w popiołach lub odpadach cementowych, jako substancji niepalnych oraz powstające węglany, zmniejszają również udział substancji palnych w całości rumoszu zawałowego, a tym samym ograniczają ryzyko powstania pożarów endogenicznych w kopalniach prowadzących wydobycie węgla. W literaturze brak jest przykładów mówiących o możliwości wykorzystania tzw. plastyfikatorów (upłynniaczy) używanych w technologii betonu do poprawy właściwości mieszanin używanych do wypełniania i doszczelniania zrobów zawałowych i wytwarzania np. tzw. sztucznego stropu. W oparciu o prace i doświadczenia własne [11, [19] przyjęto założenie, że podobnie jak w przypadku cementu, wytypowane środki poprawią właściwości reologiczne mieszanin na bazie odpadów z energetyki i przemysłu cementowego zatłaczanych do strefy zawału oraz pozytywnie wpłyną na poprawę wytrzymałości nowo powstałej struktury skalnej np. sztucznego stropu oraz doszczelnienia zrobów zawałowych. 3. Badania laboratoryjne mieszanin 3.1. Metodyka badań Celem prowadzonych w ramach pracy badań było otrzymanie danych pozwalających na określenie wielkości parametrów ilościowych i jakościowych materiałów odpadowych oraz modyfikujących, pod kątem efektywności zwiększenia stopnia zagęszczenia przy zachowaniu wymaganych parametrów reologicznych (rozlewności). W prowadzonych badaniach laboratoryjnych założono również, że głównym składnikiem mieszanin podawanych do zrobów powinny być uboczne produkty spalania z energetyki oraz odpadowe pyły cementowe. Stanowiły one bazę do utworzenia mieszanin wypełniających i doszczelniających. Jako dodatki poprawiające właściwości reologiczne mieszanin zatłaczanych do rumoszu zawałowego zostały przebadane substancje stosowane do poprawy plastyczności betonów. Wytypowano związki na bazie lignosulfonianów, pochodnych kwasu poliakrylowego, żywic melaminowo-formaldehydowych oraz pochodnych nonylofenyli oksyetylowanych. Badania składu mineralogicznego oraz składu chemicznego ubocznych produktów spalania wykonano korzystając z analizatora wielkości, kształtu i liczby cząstek z przystawką ramanowską do identyfikacji chemicznej Morphologi G3S-ID firmy Malvern oraz uniwersalnego, cyfrowego skaningowego mikroskopu elektronowego z przystawką EDS i napylarką- HITACHI Model SU-3500N. Badaniu poddano następujące materiały: popiół lotny ze spalania węgla w kotle pyłowym (próbka Z), popiół lotny ze współspalania z biomasą w kotle fluidalnym (próbka L), popiół lotny ze spalania biomasy w kotle fluidalnym (próbka J), odpadowy pył cementowy z odpylania chłodnika rusztowego (próbka C). Wykonane analizy fizykochemiczne materiałów odpadowych oraz dodatków modyfikujących do sporządzania mieszanin rekonsolidacyjnych, posłużyły do określenia kryteriów doboru materiałów pod kątem ich uziarnienia, po-

72 Nr 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY 69 Rys. 1. Popiół Z Fig. 1. Ash Z Rys. 2. Popiół L Fig. 2. Ash L Rys. 3. Popiół J Fig. 3. Ash J Rys. 4. Pył C Fig. 4. Dust C prawy zdolności do zwiększenia penetracji oraz wypełnienia rumoszu zawałowego. Badania składu ziarnowego oraz typu ziaren (owalności) w poszczególnych klasach ziarnowych próbki substancji mineralnych dodawanych do mieszanin zostały wykonane za pomocą analizatora wielkości, kształtu i liczby cząstek z przystawką ramanowską do identyfikacji chemicznej Morphologi G3S-ID firmy Malvern. Parametry przygotowania dyspersji i warunków badania: ciśnienie [bar] 1,0; czas dozowania [ms] 20,0; czas pomiaru [s] 60,0. Wyniki przedstawiono na rysunkach 1 4. Badania struktury powierzchni oraz składu chemicznego badanych substancji przeprowadzono wykorzystując uniwersalny, cyfrowy skaningowy mikroskop elektronowy z przystawką EDS i napylarką- HITACHI Model SU-3500N. Zastosowania tego zaawansowanego urządzenia umożliwiło obserwację struktury badanych materiałów w powiększeniu do razy. Analiza otrzymanych obrazów umożliwiła wytypowanie charakterystycznych dla poszczególnych rodzajów odpadów cech materiałowych i krystalograficznych. Wybrane, charakterystyczne struktury badanych materiałów zostały przeanalizowane pod kątem zawartości poszczególnych pierwiastków oraz składu chemicznego. Wyniki badań przedstawiono na rysunkach 5-8 w formie zdjęć. Rys. 5. Popiół Z Fig. 5. Ash Z Rys. 6. Popiół L Fig. 6. Ash L

73 70 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2014 Rys. 7. Popiół J Fig. 7. Ash J Określając optymalny skład mieszaniny dla poprawy stopnia wypełnienia i doszczelnienia zrobów zawałowych ustalono, jako bazową, mieszaninę odpadu mineralnego z wodą w stosunku 1:1. Następnie przeprowadzono badania własności mieszaniny bazowej w zakresie rozlewności. Badania wpływu dodatków na rozlewność mieszanin wykonano sporządzając mieszaniny mineralno-wodne (o różnym stosunku wody do substancji mineralnej), do których dodawano różne ilości wybranych związków organicznych używanych jako plastyfikatory w technologiach betonów. Pomiar rozlewności przeprowadzono na podstawie normy PN-85/G Cementy i zaczyny cementowe do cementowania w otworach wiertniczych. Określenia rozlewności badanych mieszanin dokonano przy wykorzystaniu stożka typu AzNII. Zasada pomiaru polega na wypełnieniu stożka zawiesiną na całą jego wysokość, a następnie przez jego szybkie podniesienie, doprowadzenie do rozlania się jej na płaskiej, szklanej powierzchni. Wielkość rozlewności określa się średnicą rozlanej na szkle zawiesiny. Dla wszystkich sporządzonych mieszanin przeprowadzono badania porównawcze rozlewności. Parametr ten przyjęto jako główne kryterium przydatności mieszaniny do poprawy stopnia wypełnienie i doszczelniania zrobów zawałowych Wyniki badań laboratoryjnych rozlewności mieszanin Wyniki badań rozlewności przedstawiono w tabelach Mieszaniny popiołowo wodne i cementowo-wodne bez dodatków modyfikujących. Tablica 1. Popiół lotny ze spalania węgla w kotle pyłowym (próbka Z) Table 1. Fly ash from coal combustion in a pulverized coal boiler (sample Z) Zawartość popiołu 70 72,5 72,7 73,5 74,0 75,0 w mieszaninie, % Rozlewność, mm Tablica 2. Poiół lotny ze współspalania z biomasą w kotle fluidalnym (próbka L) Table 2. Fly ash from co-firing with biomass in a fluidized bed boiler (sample L) Zawartość popiołu 50 52,5 53,25 54,0 55,0 57,5 w mieszaninie, % Rozlewność, mm Rys. 8. Pył C Fig. 8. Dust C Tablica 3. Popiół lotny ze spalania biomasy w kotle fluidalnym (próbka J) Table 3. Fly ash from the combustion of biomass in a fluidized bed boiler (sample J) Zawartość popiołu 50 52,5 53,25 54,0 55,0 57,5 w mieszaninie, % Rozlewność, mm Tablica 4. Odpadowy pył cementowy z odpylania (próbka C) Table 4. Waste cement dust from dedusting (sample C) Zawartość popiołu 70 72,5 72,7 73,5 74,0 75,0 w mieszaninie, % Rozlewność, mm Wpływ dodatku 0,20 % wagowych lignosulfonianu (w stosunku do masy popiołu lub odpadowego pyłu cementowego). Tablica 5. Popiół lotny ze spalania węgla w kotle pyłowym (próbka Z) Table 5. Fly ash from the combustion of coal in a pulverized- -fuel boiler (sample Z) Zawartość popiołu 70 72,5 72,7 73,5 74,0 75,0 w mieszaninie, % Rozlewność, mm Tablica 6. Popiół lotny ze współspalania z biomasą w kotle fluidalnym (próbka L) Table 6. Fly ash from co-firing with biomass in a fluidized-bed boiler (sample L) Zawartość popiołu w 50 52,5 53,25 54,0 55,0 57,5 mieszaninie, % Rozlewność, mm Tablica 7. Popiół lotny ze spalania biomasy w kotle fluidalnym (próbka J) Table 7. Fly ash from the combustion of biomass in a fluidized bed boiler (sample J) Zawartość popiołu 50 52,5 53,25 54,0 55,0 57,5 w mieszaninie, % Rozlewność, mm Tablica 8. Odpadowy pył cementowy z odpylania (próbka C) Table 8. Waste cement dust from dedusting (sample C) Zawartość popiołu 70 72,5 72,7 73,5 74,0 75,0 w mieszaninie, % Rozlewność, mm

74 Nr 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY 71 Wpływ dodatku 0,20% wagowych pochodnych kwasu poliakrylowego (w stosunku do masy popiołu lub odpadowego pyłu cementowego). Tablica 9. Popiół lotny ze spalania węgla w kotle pyłowym (próbka Z). Table 9. Fly ash from the combustion of coal in a pulverized- -fuel boiler (sample Z) Zawartość popiołu 70 72,5 72,7 73,5 74,0 75,0 w mieszaninie, % Rozlewność, mm Tablica 10. Popiół lotny ze współspalania z biomasą w kotle fluidalnym (próbka L). Table 10. Fly ash from co-firing with biomass in a fluidized-bed boiler (sample L) Zawartość popiołu 50 52,5 53,25 54,0 55,0 57,5 w mieszaninie, % Rozlewność, mm Tablica 11. Popiół lotny ze spalania biomasy w kotle fluidalnym (próbka J). Table 11. Fly ash from the combustion with biomass in a fluidized-bed boiler (sample J) Zawartość popiołu 50 52,5 53,25 54,0 55,0 57,5 w mieszaninie, % Rozlewność, mm Tablica 12. Odpadowy pył cementowy z odpylania (próbka C). Table 12. Waste cement dust from dedusting (sample C) Zawartość popiołu 70 72,5 72,7 73,5 74,0 75,0 w mieszaninie, % Rozlewność, mm Wpływ dodatku 0,20% wagowych pochodnych żywicy melaminowo-formaldehydowej (w stosunku do masy popiołu lub odpadowego pyłu cementowego). Tablica 13. Popiół lotny ze spalania węgla w kotle pyłowym (próbka Z). Table 13. Fly ash from the combustion of coal in a pulverized- -fuel boiler (sample Z) Zawartość popiołu 70 72,5 72,7 73,5 74,0 75,0 w mieszaninie, % Rozlewność, mm Tablica 14. Popiół lotny ze współspalania z biomasą w kotle fluidalnym (próbka L). Table 14. Fly ash from co-firing with biomass in a fluidized-bed boiler (sample L) Zawartość popiołu 50 52,5 53,25 54,0 55,0 57,5 w mieszaninie, % Rozlewność, mm Tablica 15. Popiół lotny ze spalania biomasy w kotle fluidalnym (próbka J). Table 15. Fly ash from the combustion of biomass in a fluidized=bed boiler (sample J) Zawartość popiołu 50 52,5 53,25 54,0 55,0 57,5 w mieszaninie, % Rozlewność, mm Tablica 16. Odpadowy pył cementowy z odpylania (próbka C). Table 16. Waste cement dust from dedusting (sample C) Zawartość popiołu 70 72,5 72,7 73,5 74,0 75,0 w mieszaninie, % Rozlewność, mm Wpływ dodatku 0,20% wagowych pochodnej nonylofenylu oksyetylowanego (w stosunku do masy popiołu lub odpadowego pyłu cementowego). Tablica 17. Popiół lotny ze spalania węgla w kotle pyłowym (próbka Z). Table 17. Fly ash from the combustion of coal in a pulverized- -fuel boiler (sample Z) Zawartość popiołu 70 72,5 72,7 73,5 74,0 75,0 w mieszaninie, % Rozlewność, mm Tablica 18. Popiół lotny ze współspalania z biomasą w kotle fluidalnym (próbka L). Table 18. Fly ash from co-firing with biomass in a fluidized-bed boiler (sample L) Zawartość popiołu 50 52,5 53,25 54,0 55,0 57,5 w mieszaninie, % Rozlewność, mm Tablica 19. Popiół lotny ze spalania biomasy w kotle fluidalnym (próbka J). Table 19. Fly ash from the combustion of biomass in a fluidized- -bed boiler (sample J) Zawartość popiołu 50 52,5 53,25 54,0 55,0 57,5 w mieszaninie, % Rozlewność, mm Tablica 20. Odpadowy pył cementowy z odpylania (próbka C). Table 20. Waste cement dust from dedusting (sample C) Zawartość popiołu 70 72,5 72,7 73,5 74,0 75,0 w mieszaninie, % Rozlewność mm Analiza wyników badań Wykonane prace laboratoryjne bazowały na konieczności opracowania nowych, innowacyjnych metod oceny i analizy przydatności różnych materiałów i odpadów do wypełniania i doszczelnienia zrobów zawałowych, a tym samym poprawy stopnia rekonsolidacji wypełniającej je antropogenicznej struktury skalnej rumoszu zawałowego. Oznaczając charakterystyki ziarnowe wybranych rodzajów odpadów na poziomie pojedynczych cząsteczek, uzyskano wiedzę związaną z ocena możliwości ich zastosowania, w zależności od rodzaju i charaktery skał występujących w zrobach zawałowych. Znajomość uziarnienia, udziału cząstek o określonej średnicy i stopniu rozdrobnienia, pozwala na optymalizację składu mieszanin do poprawy stopnia wypełnienia i doszczelniania zrobów zawałowych. Możliwość opracowania najlepszego rozwiązania w zakresie dozowania mieszanin dla konkretnego obiektu powinna być oparta na znajomości charakterystyki fizykochemicznej środowiska zawału skał stropowych oraz właściwości mineralnych składników mieszanin podawanych do zrobów zawałowych. Ze względu na uziarnienie (średnicę ziaren) największa ilość (10,9 %) najdrobniejszych

75 72 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2014 ziaren (poniżej 1,0 μm) znajduje się w popiołach lotnych z kotła fluidalnego spalającego biomasę (próbka J). Najbardziej jednorodnym materiałem ze względu na odchylenie standardowe średnic ziaren w badanej próbce charakteryzuje się próbka popiołu lotnego z kotła pyłowego spalającego węgiel (próbka Z). Próbka popiołu lotnego z kotła fluidalnego (L) ma zbliżoną powierzchnię ziaren do materiału uzyskanego z cementowni odpowiednio 0,9 objętości próbki ma ziarna o powierzchni 69,31 μm 2 (L) i 69,09 μm 2 (C). Zastosowanie plastyfikatorów do betonów jako środków umożliwiających zwiększenie stopnia zagęszczenia, przy zachowaniu wymaganych właściwości reologicznych (rozlewności), umożliwiło uzyskanie stopnia zagęszczenia na poziomie od 1350 g suchej masy na 1 dm 3 wody do 3000 g suchej masy na 1 dm 3 wody (w zależności od rodzaju składnika mineralnego w mieszaninie). Wyniki te znacząco przekraczają zagęszczenia substancji mineralnych uzyskiwane w tradycyjnych mieszaninach do wypełniania i doszczelniania zrobów zawałowych, przy zachowaniu wymaganego stopnia rozlewności i zdolności do penetracji matrycy skalnej i rumoszu zawałowego. Uzyskanie tak wysokiego stopnia zagęszczenia nie spowodowało także wystąpienia ograniczeń technicznych w zakresie wykorzystania funkcjonujących na kopalniach instalacji do transportu hydraulicznego z wykorzystaniem instalacji do podsadzki hydraulicznej. Stosowane plastyfikatory uszeregowano według skuteczności zwiększenia rozlewności w następującej kolejności: pochodna kwasu poliakrylowego, pochodna żywicy melaminowo-formaldehydowej, lignosulfonian, pochodna nonylofenylu oksyetylowanego. Stwierdzono, że zwiększenie stopnia dyspersji części stałych, np. w popiołach z kotła pyłowego spalającego węgiel w stosunku do popiołów z kotła fluidalnego ze spalania biomasy, powoduje poprawę rozlewności mieszaniny o ponad 40 %. Dodatek upłynniacza uniemożliwia również wtórną aglomerację cząsteczek zawiesiny, co pozwala na wydłużenie czasu penetracji w górotworze, a tym samym dokładne wypełnienie szczelin i pustych przestrzeni. Zwiększenie zawartości części stałych w zawiesinach podawanych do zrobów zawałowych wpływa również na poprawę stopnia zagęszczenia struktury skalnej matrycy skalnej i rumoszu zawałowego. Z punktu widzenia poprawy stabilności i wytrzymałości górotworu jest to korzystne zjawisko. Wzrost zagęszczenia oraz kolmatacja pustych przestrzeni porowych w masie skalnej rumoszu zawałowego zwiększa również bezpieczeństwo pożarowe, ze względu na ograniczenie dostępu powietrza do strefy zawału. 4. Podsumowanie Zrealizowana praca badawcza jest pierwszym etapem zmierzającym do opracowania metody badań zestalonej struktury skalnej sztucznego stropu. Ze względu na brak doświadczeń w zakresie wykorzystywania plastyfikatorów do betonu jako środków modyfikujących właściwości mieszanin rekonsolidacyjnych i doszczelniających, konieczne było doświadczalne sprawdzenie ich efektywności dla konkretnych rodzajów materiałów stosowanych w mieszaninach. Decydującym kryterium wyboru upłynniacza dla konkretnej mieszaniny iniekcyjnej było uzyskanie odpowiedniego efektu technologicznego, tj. maksymalnego zagęszczenia przy utrzymaniu odpowiedniej rozlewności i zdolności penetracji w bryle zwałowiska. Ważnym aspektem był również koszt jednostkowy otrzymania mieszaniny o określonych właściwościach gaśniczych i reologicznych. Wyniki badań potwierdzają, że możliwe jest wykorzystanie technik analizy właściwości fizykochemicznych (klasyfikacji ziarnowej) oraz wykorzystanie wybranych dodatków organicznych i nieorganicznych do poprawy stopnia zagęszczenia i doszczelnienia struktur skalnych występujących w rumoszu zawałowym. Znajomość przebiegu krzywej uziarnienia oraz możliwość jej uzupełnienia o brakujące frakcje umożliwia uzyskanie optymalnego składu mieszanin do wypełniania i doszczelniania warstwy rumoszu zawałowego w zrobach. Zastosowanie plastyfikatorów (upłynniaczy) do zwiększenia stopnia zagęszczenia mieszanin oraz stwierdzenie jego korzystnego wpływu na poprawę stabilności i szczelności struktur skalnych znajdujących się w zrobach zawałowych potwierdza możliwość wykorzystania tego typu dodatków do wytwarzania odpowiednio stabilnych i wytrzymałych elementów środowiska kopalń węgla kamiennego np. sztucznego stropu na bazie rumoszu zawałowego. Niniejszy artykuł powstał jako efekt prowadzonych badań prowadzonych w ramach prac realizowanych w Głównym Instytucie Górnictwa pt.: Opracowanie metody badań zestalonej struktury skalnej sztucznego stropu finansowanej przez Ministerstwo Nauki i Szkolnictwa Wyższego. Literatura 1. Chmura K: Własności fizykotermiczne skał niektórych polskich zagłębi górniczych. Wydawnictwo Śląsk, Katowice Derski W., Izbicki R., Kisiel I., Mróż Z.: Mechanika skał i gruntów PWN Warszawa Kaczmarczyk A., Musioł S.: Wpływ czasu i składu petrograficznego na własności rekonsolidowanego rumowiska zawałowego. Zeszyty Naukowe Politechniki Śląskiej. Seria: Górnictwo z Kidybiński A.: Podstawy geotechniki kopalnianej. Wydawnictwo Śląsk, Katowice, Kisiel I., Sobociński J., Stachoń M.: Reologiczne właściwości gruntów iłowych. Archiwum Hydrotechniki. Geotechnika. Tom XXIII, z. 3, Kozielska- Sroka E.: Próba oceny i klasyfikacji podatności karbońskich skał ilastych na rozmakanie na podstawie badań modelowych i budowy petrograficznej. Zimowa szkoła mechaniki górotworu: XXVII Zimowa szkoła mechaniki, 2004(Teberia-portal górniczy). 7. Łojas J., Kidybiński A., Hładysz Z.: Możliwości wybierania grubego pokładu węgla warstwami z góry na dół pod zrekonsolidowanym rumowiskiem zawałowym. Przegląd Górniczy nr 2, Łojas J.: Technologia wielowarstwowej eksploatacji grubych pokładów od stropu do spągu z podsadzką hydrauliczną samozestalającą się GIG, Katowice Łojas J., Konopko W., Bąk E., Maślanka L.: Technologia wytwarzania, transportu i podawania zapraw wiążących w ścianowym systemie wybierania grubych pokładów warstwami z góry na dół z rekonsolidacją rumowisk zawałowych GIG Katowice 1985). 10. Nierobisz A., Prusek St.: Zasady bezpiecznego prowadzenia wyrobisk korytarzowych pod zrobami zawałowymi i podsadzkowymi. Bezpieczeństwo Pracy i Ochrona Środowiska w Górnictwie. Nr. 4/12; Świnder H., Łączny J.M., Lubosik Z., Prusek S.: Badania wybranych parametrów mieszanin do poprawy rekonsolidacji gruzowiska zawałowego. Wybrane zagadnienia wentylacyjne i pożarowe w kopalniach, Jaworze, 4-6 września 2013r. GIG 2013r. 12. Stoch L.: Minerały ilaste. Wydawnictwa Geologiczne. Warszawa, Łączny M.J., Olszewski P., Gogola K., Bajerski A.: Czynniki praktycznego wyboru technologii prewencyjnych, profilaktycznych i gaśniczych stosowanych na obiektach uformowanych z odpadów powęglowych. Kwartalnik GIG 4, 2011.

76 Nr 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY F.Gerard, J.Ranger, C.Menetrier, P. Bonnaud, Chem. Geology, 2003, 202, N. Patlas, T. Manusov, M. Rudnik, Sci. Israel -Techn. Adv., 2000, 2, Stryczek S., Gonet A.: Wpływ współczynnika wodno-cementowego na parametry reologiczne zaczynów pucolanowych. Wiertnictwo Nafta Gaz 2002 R.19/2 s Kakizawa M., Yamasaki A., Yanagisawa Y.: A new CO 2 disposal via artifical weathering of calcium silicate accelerated by acetic acid. Energy 26, 2001, p Miłkowski W., Glina E.: Wzmacnianie i uszczelnianie górotworu środkami chemicznymi. 19. Łączny M.J.: Fenomenologiczne ujęcie problematyki wykorzystania ubocznych produktów spalania węgla. XVIII Międzynarodowa Konferencja POPIOŁY Z ENERGETYKI, , Zakopane Zwiększajmy prenumeratę najstarszego czołowego miesięcznika Stowarzyszenia Inżynierów i Techników Górnictwa! Liczba zamawianych egzemplarzy określa zaangażowanie jednostki gospodarczej w procesie podnoszenia kwalifikacji swoich kadr!

77 74 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2014 UKD : /.168 Ocena przydatności energetycznej komunalnych osadów ściekowych w oparciu o analizę parametrów fizykochemicznych Evaluation of energy usefulness of the municipal sewage sludge based on the analysis of physico-chemical parameters mgr Agnieszka Skawińska* ) mgr inż. Iga Kuklis* ) Treść: Możliwość zaliczenia osadów ściekowych do biomasy ma istotne znaczenie w propagowaniu termicznych metod przekształcania tej grupy odpadów. Konwersja osadów w energię użyteczną powinna być poprzedzona poznaniem właściwości fizykochemicznych potencjalnego materiału palnego. Parametry energetyczne paliwa są wyznaczane przez kilka kluczowych wskaźników, do których należą: zawartość wody, substancji lotnych i mineralnych, ciepło spalania oraz wartość opałowa. W opracowaniu podjęto próbę oceny wybranych parametrów fizykochemicznych wytypowanych do badań osadów ściekowych pochodzących z komunalnych oczyszczalni ścieków. Uzyskane wyniki badań pozwalają wnioskować, że komunalne osady ściekowe mogą charakteryzować się odpowiednimi walorami energetycznymi. Korzystne właściwości energetyczne oraz możliwość zaliczenia osadów ściekowych do biomasy mogą mieć istotne znaczenie w propagowaniu termicznych metod przekształcania tej grupy odpadów. Abstract: Possible inclusion of sewage sludge to the biomass is important in promoting thermal methods of converting this group of waste. Converting sludge into useful energy should be preceded by knowledge of physicochemical properties of potential combustible material. Parameters of energy consumption are water content, volatile matter and minerals, heat of combustion and calorific value. The study attempts to assess the selected physicochemical parameters selected for testing sewage sludge from municipal sewage treatment plants. The obtained results allow to conclude that municipal sewage sludge may have suitable energy values. Optimum energy properties and the ability to pass sludge to the biomass may be important in promoting thermal methods of converting this group of waste. Słowa kluczowe: osady ściekowe, węgiel kamienny, charakterystyka energetyczna Key words: sewage sludge, hard coal, energy properties 1. Wprowadzenie Osady ściekowe należą do specyficznych odpadów, powstających w procesie mechanicznego, biologicznego i chemicznego oczyszczania ścieków. Ze względu na rodzaj oczyszczanych ścieków, wyróżniamy osady pochodzące z oczyszczalni przemysłowych i komunalnych, a ich właściwości są uwarunkowane procesem technologicznym zastosowanym podczas oczyszczania. Osady z oczyszczalni * ) ICHPW, Zabrze przemysłowych wyróżniają się wysoką zawartością metali ciężkich i innych substancji toksycznych. Natomiast, w efekcie oczyszczania ścieków komunalnych powstają osady, które cechują się wysokim uwodnieniem, znacznym udziałem substancji organicznej oraz dużą skłonnością do zagniwania. Powodem tego może być wysoka zawartość substancji organicznej, niska zdolność do oddawania wody oraz obecność organizmów patogennych występujących w osadach komunalnych. Kwestia końcowego zagospodarowania i unieszkodliwiania osadów ściekowych stała się w ostatnim czasie

78 Nr 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY 75 istotnym problemem ekologicznym, a także technicznym i ekonomicznym. Krajowy Plan Gospodarki Odpadami przewiduje, że w roku 2022 w Polsce będzie wytwarzane około 750 tys. Mg suchej masy (s.m.) komunalnych osadów ściekowych [8]. Z uwagi na ograniczenia związane z przyrodniczym zagospodarowaniem osadów oraz legislacje prawne uniemożliwiające ich składowanie, coraz powszechniej obserwuje się wzrost tendencji wykorzystania termicznych metod odzysku osadów ściekowych. Odzysk energetyczny w tej grupie odpadów jest metodą rekomendowaną z uwagi na właściwości osadów, a zwłaszcza zawartość metali ciężkich i patogenów chorobotwórczych. Odzysk energii z osadów ściekowych można prowadzić w procesach spalania, pirolizy lub zgazowania [2]. Jedną z racjonalnych opcji zagospodarowania osadów ściekowych jest ich współspalanie z węglem w instalacjach energetyki zawodowej [3,4]. Wiąże się to przede wszystkim z możliwością współspalania ich z paliwami kopalnymi w istniejących już zakładach przemysłowych głównie elektrowniach, elektrociepłowniach i cementowniach. Osady ściekowe są odpadem biodegradowalnym i fakt ten może dostarczyć podmiotom podejmującym ich współspalanie dodatkowych korzyści związanych z zaliczeniem części wytworzonej energii do tzw. energii zielonej, jak również rozliczaniem emisji ditlenku węgla [9]. Energia elektryczna wytwarzana z wykorzystaniem osadów ściekowych może być zaklasyfikowana do energii pochodzącej z OZE w oparciu o definicję biomasy zawartą w rozporządzeniu Ministra Gospodarki z dnia 18 października 2012 r. [3]. Ujęta w dokumencie definicja upoważnia do kwalifikowania części energii pochodzącej nie tylko z tzw. czystej biomasy, ale również z frakcji biodegradowalnych zawartych w odpadach jako energii pochodzącej z odnawialnego źródła. Możliwość zaliczenia osadów ściekowych do biomasy ma istotne znaczenie w propagowaniu termicznych metod przekształcania tej grupy odpadów. Rozwój termicznych metod przekształcania osadów pozwala na zmniejszenie ilości osadów, które doprowadzane są do środowiska, a jednocześnie skutkuje procesem produkcji energii elektrycznej, czy ciepła. Zastosowanie osadów ściekowych w energetyce, wiąże się również ze zmniejszenie ilości spalanego paliwa konwencjonalnego, np. węgla kamiennego, co przyczynia się do wymiernych oszczędności związanych z jego zakupem [11]. Węgiel jest nadal bezsprzecznie jednym z najważniejszych paliw kopalnych, a porównanie jego parametrów z paliwami alternatywnymi wskazuje na zasadniczą różnicę składu chemicznego, którego skutkiem jest odmienna ilość energii chemicznej oraz inne właściwości warunkujące przydatność w procesach termochemicznej konwersji [7]. W związku z tym, konwersja osadów ściekowych w energię użyteczną powinna być poprzedzona poznaniem ich właściwości fizykochemicznych. Parametry energetyczne paliwa są wyznaczane na podstawie kilku kluczowych wskaźników, do których należą: zawartość wody, substancji lotnych i mineralnych, ciepło spalania oraz wartość opałowa. Z uwagi na wysoką zawartość wody, wartość opałowa osadów ściekowych jest stosunkowo niska [2]. Innym parametrem, który kontroluje się w materiale palnym jest zawartość siarki. Pierwiastek ten, obecny w osadach ściekowych, ma (oprócz chloru i związków alkalicznych) znaczący wpływ na występowanie niekorzystnego zjawiska korozji elementów konstrukcyjnych kotłów energetycznych. Obecność siarki ma ponadto szczególne znaczenie w trakcie powstawania różnorodnych zanieczyszczeń organicznych i nieorganicznych podczas termicznej przeróbki odpadów palnych. W opracowaniu podjęto próbę oceny wybranych parametrów fizykochemicznych wytypowanych do badań osadów ściekowych, pochodzących z komunalnych oczyszczalni ścieków. W analizowanych próbkach oznaczono ciepło spalania, na podstawie którego obliczono wartość opałową. Oznaczono również zawartość wilgoci, popiołu i siarki. Wyniki analiz porównano z parametrami fizykochemicznymi paliwa konwencjonalnego energetycznego węgla kamiennego. 2. Wyniki badań i dyskusja Właściwości osadów ściekowych pochodzących z komunalnych oczyszczalni ścieków oraz energetycznego węgla kamiennego analizowano zgodnie z procedurami badawczymi stosowanymi w akredytowanym Laboratorium Paliw i Węgli Aktywnych Instytutu Chemicznej Przeróbki Węgla (IChPW) Wartość opałowa Nadrzędnymi parametrami określającym przydatność materiałów palnych do celów energetycznych są ciepło spalania i wartość opałowa. Ciepło spalania to ilość ciepła, jaką można uzyskać spalając 1 kg suchej masy osadu, a jego wartość jest uwarunkowana składem i rodzajem związków organicznych występujących w osadzie [9]. Wartość opałowa jest to ilość energii, jaką można uzyskać z 1 kg osadu ściekowego uwodnionego, przyjmując, że spalanie jest całkowite i zupełne, a para wodna zawarta w spalinach nie ulega skropleniu, pomimo że spaliny osiągają temperaturę początkową materiału palnego. Wartość opałową komunalnych osadów ściekowych, obliczono na podstawie ciepła spalania oznaczonego za pomocą kalorymetru LECO AC 500, spalając próbki w bombie kalorymetrycznej w atmosferze tlenu. Wartość tę (w stanie suchym) wyznaczono dla dwunastu próbek osadów ściekowych. Uzyskane wyniki badań mieściły się w przedziale od 10,7 MJ/kg do 16,6 MJ/kg. Prowadzone przez inny ośrodek badania wykazały, że średnia wartość opałowa osadów ściekowych pochodzących ze śląskich oczyszczalni komunalnych wynosiła 14,7 MJ/kg [1]. Wartość opałowa typowych paliw konwencjonalnych była znacznie wyższa. Parametr ten w stanie suchym mieścił się w zakresie 24,1 35,5 MJ/kg dla węgla kamiennego (badania własne IChPW). Jest to wartość dwukrotnie większa w porównaniu z wynikami uzyskanymi dla komunalnych osadów ściekowych (rys.1). Wartość opałowa paliwa zależy od udziału składników palnych, substancji mineralnej (popiołu) oraz wilgotności paliwa i zwiększa się wraz ze zmniejszaniem się zawartości wilgoci, co widoczne jest na rysunku 1 (próbka nr 12 - osad wstępnie wysuszony) Zawartość wilgoci Wilgoć i popiół są parametrami substancji palnej, które w decydujący sposób wpływają na proces zapłonu. Zawartość wilgoci jest istotnym wskaźnikiem jakości paliwa i stanowi parametr rozliczeniowy pomiędzy dostawcą paliw, a jego odbiorcą, kształtując cenę. Parametr ten (stan analityczny), oznaczono metodą wagową polegającą na ilościowym określeniu straty masy osadów, wysuszonych w temperaturze 105 o C. Dla badanych próbek wysuszonych osadów ściekowych oznaczona zawartość wilgoci mieściła się (w stanie analitycznym) w zakresie od 4,6 % wag. do 11,5 % wag. Zawartość wilgoci (w stanie roboczym) natomiast kształtowała się na poziomie 6,2 78,9 % wag. (Rys. 2). W przypadku węgla kamiennego zawartość wilgoci w stanie analitycznym wyniosła 0,8 15,2 % wag. (badania własne IChPW), natomiast w stanie roboczym

79 76 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2014 Rys. 1. Wartość opałowa (stan suchy) w analizowanych próbkach osadów ściekowych Fig. 1. Calorific value (dry state) in the analyzed samples of sewage sludge mieściła się w zakresie 1,1 21,3 % wag. Wartość tego parametru w dużej mierze zależy od rodzaju procesu technologicznego obróbki osadów, które trafiają do danej oczyszczalni. Energetyka stawia pewne wymagania, co do wilgotności paliwa, ponieważ współspalanie mokrych osadów w kotle przynosi dużo gorsze efekty niż spalanie osadów uprzednio wysuszonych. Dodatek do paleniska mokrych osadów powoduje natychmiastowe pokrycie się zewnętrznej powierzchni cząstek osadów skorupą, która utrudnia wydobywanie się i wyparowywanie pozostałej wody. W konsekwencji oznacza to konieczność dłuższego przetrzymywania osadów w komorze paleniskowej lub wymaga zwiększenia jej rozmiarów [12] Zawartość popiołu Kolejnym parametrem wpływającym na obniżenie wartości opałowej paliw oraz przebieg procesu spalania jest udział substancji mineralnej określanej jako popiół. Zawartość popiołu w odpadach (stan analityczny), oznaczono metodą wagową polegającą na ilościowym określeniu straty masy osadów, spopielonych w temperaturze 550 o C. Zawartość substancji mineralnej przeliczonej na stan suchy, w badanych w IChPW próbkach osadów ściekowych mieściła się w przedziale 22,3 45,2 % wag. (rys.2). Dla porównania, uzyskany przez Nadziakiewicza [1], średni wynik zawartości popiołu w komunalnych osadach ściekowych wynosił 32,4 % wag. Porównując zawartość substancji mineralnej w węglach kamiennych, wyniki analizy mieściły się w zakresie 2,5 26,5 % wag Zawartość siarki Chlor i siarka są niepożądanymi składnikami paliwa ze względu na ich działanie korodujące. Obecność siarki w paliwach może przyczyniać się do korozji kotłów energetycznych, poprzez odkładanie się osadów w postaci siarczanów w kanałach grzewczych [6]. Analizę zawartości siarki całkowitej w osadach ściekowych wykonano z wykorzystaniem analizatora S.C.632 firmy LECO metodą spektrometrii IR, poprzez spalenie próbki, a następnie pomiar niedyspersyjnego promieniowania podczerwonego. Wykonane badania wykazały, że zawartość siarki w analizowanych próbkach mieściła się w zakresie 1,32 1,65 % wag. w stanie suchym. Zawartość siarki w badanych komunalnych osadach ściekowych oraz zakres wyników oznaczeń zawartości tego pierwiastka w węglach kamiennych w sposób porównawczy przedstawiono na rysunku 3. Na podstawie uzyskanych wyników badań wnioskować można, że osady ściekowe charakteryzowały się wysoką zawartością siarki (w stanie suchym). Wartość tego parame- Rys. 2. Zawartość wilgoci (stan analityczny i roboczy) i popiołu (stan suchy) w analizowanych osadach ściekowych Fig. 2. Moisture content (analytical and working state) and ash (dry state) in the analyzed sewage sludge

80 Nr 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY 77 Rys. 3. Zawartość siarki (stan suchy) w osadach ściekowych Fig. 3. Sulfur content (dry state) in the sewage sludge tru była stabilna i utrzymywała się w każdej próbce osadów powyżej poziomu 1,2 % wag. W większości próbek osadów ściekowych analizowanych w IChPW, zawartość siarki była wyższa w porównaniu z paliwem konwencjonalnym węglem kamiennym. Przedstawiony na rysunku 3 zakres występowania tego pierwiastka w węglach kamiennych dotyczył próbek węgli w szerokim przedziale zawartości 0,32 2,06% wag. 3. Podsumowanie Oczyszczanie ścieków przyczynia się do powstawania różnego rodzaju odpadów, których integralną i największą część stanowią osady ściekowe. W ostatnich latach obserwuje się w Polsce niepokojący wzrost produkowanych osadów ściekowych. Rygorystyczne uwarunkowania prawne obligują do poszukiwania praktycznych i skutecznych rozwiązań zagospodarowania tych odpadów. Stopień skażenia biologicznego osadów ściekowych jest podstawowym kryterium uniemożliwiającym ich przyrodnicze wykorzystanie. Metody termicznego unieszkodliwiania osadów ściekowych mogą w znaczącym stopniu przyczynić się do uzyskania wymaganych prawnie poziomów redukcji masy składowanych dotychczas osadów, pozwolić na realizację gospodarki niskoemisyjnej, a także mogą mieć wpływ na osiągnięcie docelowych poziomów wytwarzania energii elektrycznej pochodzącej ze źródeł odnawialnych. Analizując uzyskane wyniki badań można zaobserwować wyraźne różnice w wartości opałowej osadów pochodzących z komunalnych oczyszczalni ścieków względem wartości opałowej węgli kamiennych. Uzyskane wyniki oznaczeń mieściły się w przedziale od 10,7 MJ/kg do 16,6 MJ/kg w stanie suchym. Parametry zawartości popiołu i wilgoci w osadach ściekowych mieściły się w stosunkowo wąskim zakresie. Średnia zawartość wilgoci (w stanie analitycznym) utrzymywała się na poziomie 6,4 % wag., a średnia zawartość popiołu w stanie suchym na poziomie 40,3 % wag.. Charakterystyczna dla osadów ściekowych wydaje się być zawartość siarki w stanie suchym, sięgająca w niektórych przypadkach powyżej 1,6 % wag.. Jest to wartość wysoka w stosunku do średniej zawartości tego pierwiastka w paliwie konwencjonalnym, jakim były analizowane węgle kamienne. Uzyskane wyniki badań, wykazały, że komunalne osady ściekowe charakteryzują się odpowiednimi walorami energetycznymi, dla prowadzenia odzysku energii z tej grupy odpadów. Literatura 1. Nadziakiewicz J., Wacławiak K., Stelmach S.: Procesy termiczne utylizacji odpadów, Politechnika Ślaska Praca zbiorowa pod red. Wydawnictwa Seidel-Przywecki, Termiczna mineralizacja osadu ściekowego, V Konferencja Naukowo-Techniczna, 2008, s Rozporządzenie Ministra Gospodarki z dnia 18 października 2012 w sprawie szczegółowego zakresu obowiązków uzyskania i przedstawienia do umorzenia świadectw pochodzenia, uiszczenia opłaty zastępczej, zakupu energii elektrycznej i ciepła wytworzonych w odnawialnych źródłach energii oraz obowiązku potwierdzania danych dotyczących ilości energii elektrycznej wytworzonej w odnawialnym źródle energii (Dz.U nr 0 poz. 122). 4. Słowik K., Stelmach S., Wasilewski R.: Sewage sludge co-combustion in coal-fired boilers, Archiwum Gospodarki Odpadami i Ochrony Środowiska, nr 4/ Stelmach S., Wasielewski R., Zuwała J., Sobolewski A.: Komunalne osady ściekowe jako paliwo odnawialne - droga do współspalania w energetyce, Czysta Energia, 11, 2006, s Ściążko M., Sobolewski A., Zuwała J.: Przewodnik Metodyczny- Procedury bilansowania i rozliczania energii wytwarzanej w procesach współspalania, IChPW, Warszawa-Zabrze Termochemiczne Przetwórstwo Węgla i biomasy, pod red. Marka Ściążko i Henryka Zielińskiego, Zabrze-Kraków Uchwała Nr 217 Rady Ministrów z dnia 24 grudnia 2010 r. w sprawie "Krajowego planu gospodarki odpadami 2014" (M.P. Nr 101, poz. 1183). 9. Wasielewski R., Sobolewski A.: Współspalanie komunalnych osadów ściekowych z węglem, Nowa Energia, 2, 2009, s Wasielewski R., Stelmach S., Jagustyn B.: Sewage sludge as a renewable energy carrier and CO 2 zero emission biomass in co-combustion with coal, Environmental Protection Engineering, 2, Werle S.: Wielowariantowa analiza możliwości współspalania osadów ściekowych w kotłach energetycznych opalanych węglem, Archiwum Gospodarki Odpadami i Ochrony Środowiska, Vol. 13 nr 1 (2011), p

81 78 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2014 UKD : : /.64 Wpływ właściwości mechanicznych skał otaczających wyrobisko korytarzowe na zjawisko wypiętrzania spągu Influence of mechanical properties of rocks surrounding a dog heading on floor upheaval Dr hab. inż. Piotr Małkowski* ) Mgr inż. Łukasz Ostrowski* ) Treść: Zjawisko wypiętrzania spągu jest jedną z głównych przyczyn utraty stateczności oraz funkcjonalności wyrobisk korytarzowych. Jest ono szczególnie uciążliwe przy odstawie urobku przenośnikami zgrzebłowymi i taśmowymi stawianymi na spągu oraz transporcie materiałów kolejkami spągowymi. Dodatkowo zmniejszenie przekroju wyrobiska przez wyciskany spąg jest również ważne z punktu widzenia wentylacji wyrobisk górniczych, m.in. poprzez zwiększenie oporów ruchu na drodze przepływającego powietrza. Badania prowadzone bezpośrednio w chodnikach pokazują, że deformacja spągu może stanowić nawet 80 90% całkowitej konwergencji pionowej. Przyczynę zjawiska upatruje się, przede wszystkim, w słabych skałach spągowych przy jednoczesnym występowaniu dużych koncentracji naprężeń wokół wyrobiska.ponieważ prognozowanie zaciskania wyrobisk jest zależne od wielu czynników i nie zawsze daje zadowalające rezultaty, autorzy artykułu przedstawili rozważania dotyczące wielkości wypiętrzania spągu w wyrobiskach korytarzowych w zależności od wytrzymałości i odkształcalności otaczających je skał, w układzie strop pokład spąg. W artykule przedstawiono wyniki obliczeń dla wyrobisk drążonych na dwóch głębokościach 700 i 1200 metrów, a więc przy różnych naprężeniach pierwotnych występujących dookoła wyrobiska. Obliczenia wykonano w oparciu o metody numeryczne z wykorzystaniem programu Phase. Abstract: The phenomenon of floor upheaval is one of the main causes of losing stability and functionality of the dog heading. It is particularly arduous during output haulage with scraper and belt conveyors placed on the floor as well as by transporting materials with floor railway. Additionally, the reduction of excavation section due to floor heave is also important from the point of view of ventilation, for instance due to increased resistance to motion against airflow. Tests performed directly in headings show that the floor deformation may be over 80-90% of the total vertical convergence. The cause of this lies mainly in the weakness of bottom rocks with the simultaneous occurrence of high stress concentration around the excavation. Since forecasting of excavation tightening depends on many factors and is sometimes unsatisfactory, the authors have considered the issue of floor upheaval in dog headings in the field of strength and deformation of the surrounding rocks in the roof-bed- -floor arrangement. This paper presents the results of calculations for excavations driven at the depth of 700 and 1200 meters which is by different primary stresses around the excavation. The calculations were performed on the basis of numerical methods by the use of Phase2 program. Słowa kluczowe: wypiętrzanie spągu, wyrobiska korytarzowe, obliczenia numeryczne, własności mechaniczne skał Key words: floor upheaval, dog headings, numerical calculations, mechanical properties of rocks 1. Wprowadzenie Zjawisko wypiętrzania spągu jest jedną z głównych przyczyn utraty stateczności oraz funkcjonalności wyrobisk korytarzowych. Badania prowadzone bezpośrednio w chodnikach pokazują, że deformacja spągu może stanowić nawet * ) AGH w Krakowie % całkowitej konwergencji pionowej [5, 16, 17, 20]. Choć badania kopalniane dotyczą przede wszystkim wyrobisk przyścianowych w kopalniach węgla, podobne rezultaty otrzymuje się podczas badań wyrobisk kamiennych [22] lub znajdujących się poza wpływem eksploatacji [2]. W tym przypadku jednak udział wypiętrzania spągu w całkowitej deformacji pionowej wyrobiska jest mniejszy.

82 Nr 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY 79 Z prac Kidybińskiego [6], Kłeczka [7] i Majcherczyka [9] wynika, że głównymi czynnikami wpływającymi na wartość wypiętrzenia spągu jest głębokość zalegania wyrobiska lub też znaczna lokalna koncentracja naprężeń w skałach otaczających wyrobisko oraz parametry wytrzymałościowe skał je otaczających. Przyczynę zjawiska najczęściej upatruje się zatem w słabych skałach spągowych [22], przy jednoczesnym występowaniu dużych ciśnień górotworu, na przykład ze strony przesuwającego się frontu ścianowego. Zjawisko wypiętrzania spągu wyrobisk korytarzowych jest szczególnie uciążliwe przy odstawie urobku przenośnikami zgrzebłowymi i taśmowymi stawianymi na spągu oraz transporcie materiałów kolejkami spągowymi. Dodatkowo zmniejszenie przekroju wyrobiska przez wyciskany spąg jest również ważne z punktu widzenia wentylacji wyrobisk górniczych, m.in. poprzez zwiększenie oporów ruchu na drodze przepływającego powietrza. Zbyt duże deformacje spągu powodują konieczność jego pobierania, lub też skutkują wzmocnieniem obudowy lub nawet całkowitą przebudową wyrobisk. Wypiętrzenie spągu jest zatem ważnym zagadnieniem zarówno pod względem stateczności wyrobisk górniczych, jak również transportu, odstawy i wentylacji. Ponieważ prognozowanie zaciskania wyrobisk jest zależne od wielu czynników i nie zawsze daje zadowalające rezultaty [18, 19], autorzy artykułu przedstawili rozważania dotyczące wielkości wypiętrzania spągu w wyrobiskach korytarzowych w zależności od właściwości mechanicznych otaczających je skał, w układzie strop pokład spąg. Takie podejście do zagadnienia daje pewien charakterystyczny obraz zachowania się górotworu w otoczeniu skał mocnych i słabych, pod względem ich wytrzymałości i odkształcalności. W artykule przedstawiono wyniki obliczeń dla wyrobisk drążonych na dwóch głębokościach, tj. 700 i 1200 metrów, różnicując tym samym naprężenia pierwotne występujące dookoła wyrobiska. Obliczenia wykonano za pomocą programu Phase 2, opartego na metodzie elementów skończonych. 2. Mechanizm wypiętrzania spągów oraz czynniki sprzyjające wypiętrzaniu 2.1. Czynniki geomechaniczne wpływające na deformacje skał w otoczeniu wyrobiska Ocena stateczności wyrobisk korytarzowych jest problemem złożonym i wymaga uwzględnienia wielu czynników górniczych, technicznych i naturalnych [2, 10]. Analizując właściwości geomechaniczne skał otaczających wyrobisko można stwierdzić, że o zjawisku zaciskania chodników, w tym wypiętrzania spągów w pierwszej kolejności decydują czynniki naturalne, w tym właściwości geomechaniczne skał [12]. Siedem najważniejszych, zdaniem ekspertów, parametrów geomechanicznych skał decydujących o stanie naprężenia i odkształcenia wokół wyrobiska przedstawiono na rysunku 1 [12]. Jak można zauważyć, istotna z punktu widzenia stateczności jest nie tylko wytrzymałość na ściskanie skał stropowych, ale również ociosowych i spągowych. Odkształcalność skał opisywana modułem Younga zwykle koreluje się z wytrzymałością na ściskanie [1, 15] i jest to podstawowa wielkość, od której zależy możliwa ciągła deformacja skał otaczających wyrobisko. Zdolność górotworu do odkształceń zmienia głównie albo jego zawodnienie albo uwarstwienie. Goszcz [4] twierdzi wręcz, że nie uwzględnianie wpływu wody przy rozwiązywaniu problemów z geomechaniki jest niedopuszczalne i może prowadzić do zupełnie błędnych wniosków. Badania prowadzone w Katedrze Geomechaniki, Budownictwa Rys. 1. Właściwości geomechaniczne skał wpływające na deformacje wyrobisk korytarzowych [12] Fig. 1. Geomechanical properties of rocks affecting dog heading deformations [12] i Geotechniki AGH w Krakowie pokazują, że spadek średniej wytrzymałości na jednoosiowe ściskanie na skutek działania wody w stosunku do jej wartości w stanie powietrzno-suchym dla warstw otaczających pokłady łaziskie wynosi około 30 % dla piaskowców i około 81 % dla iłowców [13]. Na podstawie badań [13] stwierdzono również, że pomimo dużego spadku wytrzymałości i sztywności skały na skutek działania wody, średni ciężar objętościowy piaskowców nasyconych wodą jest niewiele większy od skały suchej, zwiększając się o 1,17 %. Potwierdzają to wyniki badań zmian gęstości piaskowców i mułowców przedstawione w pracach Li [8] oraz Ergulera i Ulusaya [3]. Podobnie wygląda analiza zmian ciężaru objętościowego iłowca na wskutek działania wody, który wzrasta o 1,74 % [13]. W obliczeniach stateczności wyrobisk wpływ wody na ciężar objętościowy skał można zatem pominąć. Zmiana gęstości skały zależy natomiast od jej uwarstwienia, związanego często z cechami facjalnymi. Dla masywnych próbek zwiększenie gęstości objętościowej na skutek nasycenia wodą nie przekracza zwykle 1,5 % wynosząc średnio 1,08 %, gdy dla skał z wyraźnym uwarstwieniem zmiana ta wynosi nawet 5,1 % (średnio 3,11 %), a więc trzykrotnie więcej niż w pierwszym przypadku [23]. Uwarstwienie wpływa także na łatwiejszy proces niszczenia skał w otoczeniu wyrobiska, nawet wówczas, gdy mają one stosunkowo dużą wytrzymałość. Zasięg stref zniszczenia wokół wyrobiska w przypadku górotworu uwarstwionego jest znacznie większy niż w przypadku górotworu jednorodnego [12]. Na uwarstwienie górotworu pośrednio wskazuje wskaźnik podzielności rdzenia wiertniczego RQD. Z przedstawionej skrótowej analizy czynników naturalnych wpływających na stateczność wyrobisk górniczych, a w szczególności na możliwość wypiętrzania spągów wynika, że decydujący wpływ na intensywność zjawiska ma wytrzymałość skał otaczających oraz ich odkształcalność. Oba te parametry dla danej skały mogą się zmieniać na skutek działania wody oraz na skutek nadmiernego uwarstwienia skał Mechanizm wypiętrzania spągów i znaczenie czynników górniczo-technicznych Przed wykonaniem wyrobiska w górotworze panuje pierwotny stan naprężeń, który kształtowany jest przez przepływy wód podziemnych, przepływy ciepła i zjawiska geodynamiczne. Ruch mas skalnych następuje zatem cały czas, ale jest on bardzo powolny. W wyniku wykonania wyrobiska pierwotny stan naprężenia w jego otoczeniu ulega istotnym zmianom. Na ociosach wyrobiska występuje wówczas dwuosiowy stan naprężenia, co jest powodem odkształcania się górotworu w kierunku wolnej przestrzeni. Odsłonięty strop, wspierając się na ociosach, wywiera na niego dodatkowy nacisk. Im

83 80 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2014 szersze jest wyrobisko, tym większe będą działać siły na jego ociosy, ponieważ większe masy skalne będą dążyć do przemieszczania się w kierunku pustej przestrzeni wyrobiska (rys. 2). W związku z tym w ociosach wyrobiska powstają koncentracje naprężeń ściskających, natomiast w spągu i stropie chodnika powstają strefy rozciągania [6]. Naprężenia poziome również ulegają zmianom, a w partiach przyociosowych ich wielkość maleje do zera. Rys. 2. Schemat naruszenia spągu wyrobiska korytarzowego wskutek wzmożonej koncentracji naprężeń w ociosach [6] Fig. 2. Scheme of dog heading floor disturbance as the result of intensified stress concentration in side walls [6] Równowaga skał otaczających wyrobisko korytarzowe zależy od stanu ich wytężenia. Na stan ten składają się wartości naprężeń wynikających z sumy naprężeń pierwotnych i koncentracji naprężeń związanych z wykonaniem wyrobiska. W takich warunkach w zależności od rodzaju i właściwości skał otaczających wyrobisko korytarzowe może zachodzić wyciskanie spękanych warstw skalnych w postaci płyt lub bloków do wyrobiska (skały o dużej wytrzymałości), a także jako ciągłe plastyczne przemieszczanie się warstw spągowych (słabe rozmakające warstwy skał). Proces ten może być symetryczny lub asymetryczny, w zależności od kierunku działania naprężeń głównych i proporcji pomiędzy naprężeniami poziomymi a pionowymi. Gdy skały budujące ociosy wyrobiska charakteryzują się mniejszą wytrzymałością niż warstwy pozostałe, oprócz zjawiska wyciskania spągu dochodzi do zaciskania obudowy i zmniejszenia wymiarów wyrobiska [21]. Typy wypiętrzania spągów opisane w pracy Smołki [21] przedstawiono na rysunku 3. Z przedstawionych na rysunku 3 typów wypiętrzania wynika, że przy ocenie możliwości występowania zjawiska wyciskania spągu należy również uwzględnić takie czynniki, jak kształt wyrobiska i jego wymiary oraz rodzaj stosowanej obudowy [6]. Łukowy lub trapezowy kształt przekroju poprzecznego wyrobiska, przy obudowie składającej się z odrzwi otwartych powoduje, że najszersza odsłonięta powierzchnia jakim jest spąg nie jest obudowana, co sprzyja odprężeniu właśnie warstw spągowych [6]. Najczęściej jednak czynnikiem decydującym o wielkości omawianego zjawiska jest dodatkowa koncentracja naprężeń związana z bezpośrednim sąsiedztwem stref ciśnienia eksploatacyjnego [19]. W praktyce więc, intensywne wypiętrzanie spągu obserwuje się w chodnikach przyścianowych bezpośrednio przed frontem eksploatacji, a następnie zjawisko to nasila się w strefie intensywnych ruchów górotworu za frontem ściany nawet wzmacnianych pasami ochronnymi [17]. Należy jednak zauważyć, że wielkość deformacji spągu jest zdecydowanie różna, nawet w skałach o podobnej wytrzymałości i odkształcalności. Na rysunku 4 pokazano wypiętrzenie spągu w jednej z kopalń GZW powstałe na skutek nadmiernych obciążeń dynamicznych i kruchego niszczenia warstw, natomiast na rysunku 5 przedstawiono wypiętrzenie spągu za frontem ściany, pomimo zabudowania wzdłuż linii zrobów pasa podporowego. Rys. 3. Typy wypiętrzania spągów [21] Fig. 3. Types of floor upheaval [21]

84 Nr 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY 81 Rys. 4. Wypiętrzenie spągu powstałe wskutek nadmiernych obciążeń dynamicznych i kruchego łamania się warstw Fig. 4. Floor upheaval as the result of dynamic overloads and brittle fracturing of layers Rys. 5. Wypiętrzenie spągu za frontem ściany, przy zabudowanym pasie podporowym Fig. 5. Floor upheaval behind the longwall face with the support belt built over 3. Obliczenia numeryczne 3.1. Metodyka obliczeń W celu uzyskania wartości wypiętrzenia spągu w wyrobiskach korytarzowych wykonano obliczenia numeryczne za pomocą programu Phase 2, opartym na metodzie elementów skończonych. Wykonano je dla płaskiego stanu odkształcenia. Wypiętrzenie spągu utożsamiono z przemieszczeniem całkowitym warstw spągowych. Przyjęty do obliczeń model obejmował wyrobisko korytarzowe o wymiarach odpowiadających jednej z powszechnie obecnie stosowanej obudowy ŁP-10/V32 (szerokość 5,5 m, wysokość 3,8 m). Przyjęto, że w stropie bezpośrednim wyrobiska występują warstwy skalne o wytrzymałości na jednoosiowe ściskanie R Cstb = Mpa oraz miąższości wynoszącej około 1,5-krotnej wysokości wyrobiska korytarzowego. Strop zasadniczy tworzy gruba ława piaskowca o wytrzymałości R Cstb = 80 Mpa. Założono, że ocios wyrobiska stanowi warstwa węgla. Węgiel ten posiada miąższość równą wysokości wyrobiska, a jego wytrzymałość na jednoosiowe ściskanie zawiera się w granicach R Coc = Mpa. Założono ponadto, że spąg bezpośredni tworzą warstwy skalne o wytrzymałości R Cspb = Mpa oraz ponownie o miąższości wynoszącej około 1,5-krotnej wysokości wyrobiska. Spąg zasadniczy tworzą utwory skalne o wytrzymałości R Cspz = 60 Mpa. Przyjęte wartości wytrzymałości na ściskanie skał stropu i spągu zasadniczego oraz zakres wytrzymałości stropu bezpośredniego opisują górotwór karboński typowy dla kopalń węgla Górnośląskiego Zagłębia Węglowego. Obliczenia wykonywano przy zmianie wytrzymałości na jednoosiowe ściskanie stropu bezpośredniego co 10 MPa, a ociosu węglowego oraz spągu bezpośredniego co 5 MPa w zależności od wariantu obliczeniowego. Taki sposób postępowania pozwolił na pokazanie jak zmienia się wielkość wypiętrzenia spągu przy różnym układzie wytrzymałościowo-odkształceniowym strop pokład spąg, tzn. np. mocny strop mocny węgiel w ociosie słaby spąg itd., oraz jakie zmiany ilościowe mogą nastąpić w przyjętych zakresach wytrzymałości skał. Obliczenia przeprowadzono dla dwóch głębokości 700 m i 1200 m. Pierwsza z podanych głębokości wynika ze średniej głębokości eksploatacji w obszarze GZW. Druga wynika z głębokości, na której lokalnie prowadzona już jest eksploatacja, jak i z rozpoczęcia przez kopalnie grupy JSW drążenia wyrobisk udostępniających na głębokości większej niż 1200 metrów. Jednym z podstawowych problemów w tych warunkach jest właśnie wypiętrzanie spągu. W obliczeniach przyjęto geostatyczny stan naprężeń Parametry modeli Ponieważ zachowanie się górotworu w obrębie wyrobiska zależy przede wszystkim od właściwości mechanicznych skał, dla przyjętych parametrów wytrzymałościowych skał określono odpowiednie wartości modułu Younga (sprężystości liniowej). W celu jego wyznaczenia posłużono się korelacją łącząca wartość modułu Younga z wytrzymałością na jednoosiowe ściskanie, zaproponowaną przez Palmstroma i Singha (Palmstrom 2001). Moduł Younga E i wyznacza się jako iloczyn stałej MR (Modulus Ratio), określonej dla danego rodzaju skały, oraz jej wytrzymałości na jednoosiowe ściskanie R ci E i = MR E ci (1) Dla warunków geologicznych i rodzajów skał zalegających w rejonie Górnośląskiego Zagłębia Węglowego w artykule dla stropu przyjęto współczynnik MR = 250 (dla R ci = 20 przyjęto MR = 200, a dla spągu przyjęto MR = 210. Są to wartości oszacowane na podstawie badań własnych oraz badań Marinosa i Tsambiaosa dla skał osadowych [14]. Dla uproszczenia modelu wszystkie warstwy stropowe i spągowe miały ten sam ciężar objętościowy równy 26 kn/ m 3 i tą sama wartość współczynnika Poissona 0,26. Ciężar objętościowy i współczynnik Poissona dla węgla zalegającego w ociosie wynosiły kolejno 14 kn/m 3 i 0,3. Jako kryterium zniszczenia wybrano kryterium Hoeka- Browna, a potrzebne parametry empiryczne m b i s wyznaczono przyjmując odpowiedni dla górotworu wskaźnik RMR (Rock Mass Rating). Przy jego doborze korzystano z własnych doświadczeń badawczych dla skał rejonu GZW [11]. Przyjęto także, że warstwy zachowują się sprężysto-plastycznie ze wzmocnieniem. Parametry geomechaniczne wykorzystane w modelach numerycznych zostały przedstawione w tablicach 1 4.

85 82 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2014 Tablica 1. Parametry geomechaniczne skał stropowych i spągu zasadniczego wyrobiska Table 1. Geomechanical parameters of cap rock and the fundamental floor of excavation Parametr Symbol Strop zasadniczy Spąg zasadniczy Wytrzymałość na jednoosiowe ściskanie R c, MPa Wskaźnik jakości górotworu RMR Moduł Younga E, GPa 20 12,6 Parametry kryterium zniszczenia Hoeka Browna m b 2,866 1,507 s 0,0322 0,0084 Tablica 2. Parametry geomechaniczne skał stropu bezpośredniego wyrobiska korytarzowego Table 2. Geomechanical parameters of direct cap rock of the dog heading Parametr Symbol Strop 1 Strop 2 Strop 3 Strop 4 Strop 5 Strop 6 Strop 7 Wytrzymałość na jednoosiowe ściskanie R c, MPa Wskaźnik jakości górotworu RMR Moduł Younga E, GPa 4 7, , ,5 20 Parametry kryterium zniszczenia Hoeka Browna m b 0,640 0,821 1,054 1,354 1,739 2,232 2,866 s 0,0006 0,0013 0,0028 0,006 0,0131 0,0286 0,0322 Tablica 3. Parametry geomechaniczne skał spągu bezpośredniego wyrobiska korytarzowego Table 3. Geomechanical parameters of direct bottom rocks of the dog heading Parametr Symbol Spąg 1 Spąg 2 Spąg 3 Spąg 4 Spąg 5 Spąg 6 Spąg 7 Spąg 8 Spąg 9 Spąg 10 Wytrzym. na jednoos. R c, MPa ściskanie Wskaźnik jakości RMR górotworu Moduł Younga E, GPa 3,15 4,2 5,25 6,3 7,35 8,4 9,45 10,5 11,55 12,6 Parametry kryterium m b 0,575 0,64 0,712 0,792 0,882 0,982 1,093 1,216 1,354 1,507 zniszczenia H B s 0,0004 0,0006 0,0008 0,0011 0,0016 0,0022 0,0031 0,0043 0,006 0,0084 Tablica 4. Parametry geomechaniczne skał ociosowych wyrobiska korytarzowego Table 4. Geomechanical parameters of side wall rocks of the dog heading Parametr Symbol Ocios 1 Ocios 2 Ocios 3 Ocios 4 Ocios 5 Ocios6 Wytrzymałość na jednoosiowe ściskanie R c, MPa Wskaźnik jakości górotworu RMR Moduł Younga E, GPa 1,2 1,24 1,28 1,32 1,36 1,4 Parametry kryterium zniszczenia Hoeka Browna m b 1,03 1,106 1,188 1,276 1,371 1,472 s 0,0002 0,0003 0,0004 0,0005 0,0006 0,0007 Na rysunku 6 przedstawiono przykładowy model dyskretny tarczy z wyrobiskiem korytarzowym. Warstwy skalne stanowiące strop bezpośredni wyrobiska zaznaczono na rysunku kolorem pomarańczowym, strop zasadniczy żółtym, spąg bezpośredni szarym, a spąg zasadniczy brązowym. Model górotworu miał wymiary około 60 na 60 metrów i składał się z około elementów oraz węzłów. Łącznie przeanalizowano 840 wariantów, w których dla każdej wartości wytrzymałości stropu bezpośredniego zmieniano w całym badanym zakresie wytrzymałość skał ociosowych i spągowych Wyniki przeprowadzonych obliczeń wypiętrzania spągu i ich analiza Głębokość zalegania 700 m Na podstawie otrzymanych wyników wypiętrzenia spągu w wyrobiskach korytarzowych w zależności od wytrzymałości skał stropowych, ociosowych i spągowych sporządzono tabele oraz wykresy charakteryzujące dane zjawisko w zależności od wytrzymałości skał. Na rysunku 7 przedstawiono wyniki obliczeń w postaci przemieszczeń całkowitych górotworu wokół wyrobiska, gdy strop bezpośredni tworzą skały słabe, o wytrzymałości R C = 20 MPa, niezdolne do przenoszenia dużych naprężeń. Jego ociosy stanowią skały o wytrzymałości na ściskanie R Coc = 10 MPa, a wytrzymałość skał spągowych zmienia się w zakresie R Cst = MPa. Z analizy uzyskanych map przemieszczeń można wnioskować, że zwiększanie wytrzymałości i sztywności spągu (zmiana modułu Younga) przy słabych skałach stropowych i ociosowych prowadzi do ciągłego spadku wypiętrzania spągu, bowiem deformacje zachodzą wówczas niemal w całości w odkształcalnych warstwach powyżej niego. W tablicy 5 zestawiono wyniki dla całego cyklu obliczeniowego. Na ich podstawie można stwierdzić, że przemieszczenia najsłabszego spągu (R Csp = 15 MPa) są praktycznie 26-krotnie

86 Nr 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY 83 Rys. 6. Przykładowa tarcza modelu numerycznego Fig. 6. Example of the numerical model plate większe niż w przypadku spągu o najwyższych parametrach wytrzymałościowych (R Csp = 60 MPa). Wraz ze wzrostem wytrzymałości ociosów skały te mogą jednak przenosić coraz większe naprężenia co jednocześnie powoduje spadek wypiętrzania spągu. Jest on jednak nieznaczny i w zakresie wytrzymałości skał spągowych od 15 do 60 MPa zmienia się tylko o około 10 %. Maksymalne przemieszczenia spągu w poddanym analizie wyrobisku występują w przypadku, gdy w ociosach wyrobiska znajdują się skały o słabych parametrach i dla przyjętych założeń modelowych ich grubość wynosi około 55 cm. Na podstawie otrzymanych wyników sporządzono wykresy zmian wartości przemieszczenia całkowitego spągu w zależności od jego wytrzymałości na jednoosiowe ściskanie (rys. 8). Na wykresach tych pokazano również przemieszczenie stropu oraz ociosów w zależności od wytrzymałości skał Rys. 7. Przemieszczenia całkowite wokół wyrobisk korytarzowych, przy wytrzymałości na ściskanie skał stropowych 30 MPa, ociosowych 10 MPa i spągowych: a) 15 MPa, b) 25 MPa, c) 35 MPa, d) 45 MPa i e) 55MPa Fig. 7. Total displacement around dog headings at compression strength of cap rock 30 MPa, side wall rocks 10 MPa and bottom rocks: a) 15 MPa, b) 25 MPa, c) 35 MPa, d) 45 MPa and e) 55 MPa

87 84 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2014 spągowych. Dla zamieszczonych na wykresie maksymalnych wartości przemieszczeń spągu wyznaczono wzory empiryczne opisujące przemieszczenie całkowite spągu w funkcji jego wytrzymałości na ściskanie (y przemieszczenie całkowite spągu, x wytrzymałość skał spągowych na jednoosiowe ściskanie). Aproksymując otrzymane wartości wypiętrzenia spągu funkcją wykładniczą otrzymano około 99 % zgodność otrzymanych wyników ze zbiorem wartości danej funkcji. Dla funkcji logarytmicznej otrzymano 90 % zgodność, a dla funkcji potęgowej wynosiła ona 97 %. W związku z czym dla aproksymacji wielkości wypiętrzania spągu zdecydowano się wykorzystać funkcję wykładniczą. Na podstawie otrzymanych zależności przemieszczenia całkowitego spągu od jego wytrzymałości wyznaczono ogólne wzory pozwalające obliczyć przemieszczenie spągu wyrobisk korytarzowych zalegających na głębokości 700 m, gdzie strop bezpośredni tworzą skały o wytrzymałości R Cst = 20 MPa, ze względu na wytrzymałość samego spągu u = 1,3184e 0,0727 R Csp (2) gdzie: u przemieszczenie całkowite spągu, m, R Csp wytrzymałość spągu na jednoosiowe ściskanie, MPa. Tablica 5. Przemieszczenie spągu u, m w zależności od wytrzymałości skał ociosowych R Coc i spągowych R Csp, gdy strop bezpośredni tworzą skały o wytrzymałości R Cst = 20 MPa. Wartości R Coc i R Csp podano w MPa Table 5. Floor displacement [m] depending on the strength of side wall rocks R Coc and bottom rocks R Csp where the direct roof is made of rocks of strength R Cst = 20 MPa. Values R Coc and R Csp are presented in MPa R Coc R Csp ,545 0,320 0,220 0,150 0,100 0,072 0,045 0,034 0,025 0, ,530 0,312 0,218 0,148 0,099 0,071 0,043 0,033 0,025 0, ,520 0,300 0,215 0,145 0,098 0,070 0,043 0,032 0,025 0, ,515 0,298 0,213 0,143 0,098 0,070 0,042 0,032 0,024 0, ,495 0,295 0,210 0,140 0,095 0,070 0,041 0,031 0,024 0, ,485 0,280 0,205 0,138 0,095 0,068 0,042 0,030 0,024 0,020 Rys. 8. Wykres zmiany wartości przemieszczenia całkowitego spągu w zależności od jego wytrzymałości gdy wytrzymałość stropu bezpośredniego R Cst = 20 MPa, a wytrzymałość ociosów: a) R Coc = 10 MPa, b) R Coc = 15 MPa, c) R Coc = 20 MPa, d) R Coc = 25 MPa, e) R Coc = 30 MPa, MPa, f) R Coc = 35 MPa Fig. 8. Diagram of the total displacement value change of floor depending on its strength where the strength of the direct roof is R Cst = 20 MPa and the strength of side walls: a) R Coc = 10 MPa, b) R Coc = 15 MPa, c) R Coc = 20 MPa, d) R Coc = 25 MPa, e) R Coc = 30 MPa, MPa, f) R Coc = 35 MPa

88 Nr 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY 85 W tablicy 6 zestawiono przemieszczenie całkowite spągu w zależności od wytrzymałości na jednoosiowe ściskanie skał ociosowych (R Coc ) i spągowych (R Csp ), gdy strop bezpośredni tworzą skały o wytrzymałości R Cst = MPa. Wartość r 2 oznacza współczynnik determinacji dla zgodności obu korelowanych wielkości. Tablica 6. Przemieszczenie całkowite spągu u, m w zależności od wytrzymałości skał ociosowych R Coc, spągowych R Csp, i stropowych R Cst dla wyrobiska zalegającego na głębokości 700 m. Wartości R Coc i R Csp podano w MPa Table 6. Total Floor displacement u, m depending on the strength of side wall rocks R Coc, bottom rocks R Csp and cap rock R Cst for excavation deposited at the depth of 700 m. Values R Cst and R Csp are presented in MPa Strop bezpośredni R Cst = 30 MPa R Csp R Coc ,47 0,28 0,186 0,128 0,091 0,07 0,043 0,032 0,025 0, ,45 0,275 0,186 0,127 0,083 0,065 0,043 0,032 0,025 0, ,440 0,275 0,185 0,126 0,082 0,060 0,041 0,031 0,024 0, ,435 0,270 0,185 0,127 0,090 0,065 0,041 0,031 0,024 0, ,430 0,270 0,181 0,127 0,086 0,063 0,04 0,03 0,023 0, ,425 0,265 0,181 0,124 0,088 0,064 0,04 0,03 0,023 0,015 Strop bezpośredni R Cst = 40 MPa R Csp R Coc ,465 0,275 0,181 0,123 0,081 0,063 0,045 0,032 0,024 0, ,445 0,270 0,176 0,123 0,078 0,063 0,043 0,028 0,023 0, ,435 0,265 0,176 0,121 0,085 0,061 0,042 0,028 0,024 0, ,425 0,260 0,176 0,121 0,093 0,061 0,041 0,028 0,023 0, ,415 0,255 0,175 0,118 0,089 0,060 0,040 0,028 0,023 0, ,410 0,250 0,174 0,118 0,088 0,060 0,040 0,028 0,024 0,017 Strop bezpośredni R Cst = 50 MPa R Csp R Coc ,460 0,275 0,179 0,126 0,085 0,063 0,051 0,034 0,026 0, ,435 0,265 0,175 0,121 0,083 0,062 0,049 0,032 0,026 0, ,425 0,260 0,174 0,119 0,082 0,060 0,047 0,031 0,025 0, ,415 0,255 0,170 0,115 0,083 0,060 0,045 0,028 0,024 0, ,410 0,250 0,168 0,113 0,080 0,059 0,043 0,028 0,024 0, ,405 0,240 0,166 0,112 0,077 0,058 0,042 0,028 0,024 0,017 Strop bezpośredni R Cst = 60 MPa R Csp R Coc ,455 0,270 0,176 0,124 0,081 0,056 0,040 0,030 0,024 0, ,430 0,265 0,174 0,122 0,080 0,056 0,040 0,030 0,024 0, ,410 0,260 0,172 0,119 0,080 0,056 0,040 0,029 0,023 0, ,405 0,250 0,170 0,115 0,082 0,055 0,039 0,029 0,023 0, ,400 0,245 0,165 0,110 0,080 0,055 0,038 0,028 0,022 0, ,400 0,240 0,163 0,102 0,075 0,051 0,036 0,027 0,019 0,017 Strop bezpośredni R Cst = 70 MPa R Csp R Coc ,450 0,270 0,176 0,111 0,080 0,055 0,040 0,030 0,020 0, ,430 0,260 0,174 0,110 0,078 0,053 0,040 0,030 0,020 0, ,415 0,254 0,172 0,106 0,080 0,052 0,037 0,029 0,020 0, ,408 0,249 0,172 0,104 0,080 0,050 0,037 0,029 0,020 0, ,405 0,240 0,170 0,102 0,079 0,050 0,038 0,028 0,020 0, ,395 0,235 0,166 0,098 0,078 0,048 0,038 0,028 0,020 0,017 Strop bezpośredni R Cst = 80 MPa R Csp R Coc ,445 0,270 0,176 0,110 0,080 0,055 0,041 0,030 0,022 0, ,425 0,265 0,175 0,110 0,080 0,054 0,039 0,030 0,022 0, ,415 0,250 0,172 0,105 0,081 0,053 0,037 0,030 0,022 0, ,405 0,240 0,170 0,102 0,081 0,051 0,038 0,029 0,021 0, ,400 0,236 0,166 0,100 0,080 0,050 0,038 0,029 0,021 0, ,390 0,230 0,165 0,098 0,080 0,048 0,038 0,029 0,021 0,017 u, m 1,1597e 0,0725 R Csp R 2 = 0,991 u, m 1,0702e 0,0705 R Csp R 2 = 0,991 u, m 1,022e 0,069 R Csp R 2 = 0,993 u, m 1,0343e 0,0712 R Csp R 2 = 0,992 u, m 1,012e 0,0713 R Csp R 2 = 0,988 u, m 0,9819e 0,0702 R Csp R 2 = 0,988

89 86 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2014 Z uzyskanych zależności przemieszczenia całkowitego spągu wyrobiska korytarzowego od parametrów wytrzymałościowych skał go otaczających wyznaczono ogólne zależności funkcyjne wypiętrzenia spągu od wytrzymałości skał spągowych (3) oraz wypiętrzania spągu od wytrzymałości skał ociosowych i spągowych (4) dla wyrobisk drążonych na głębokości 700 m, w postaci: u = 1,085e 0,0711 R Csp 0,09 0,0711 RCsp u = (1,409R Coc ) e gdzie: u przemieszczenie całkowite spągu, m, R Csp wytrzymałość na jedoosiowe ściskanie spągu, MPa, R Coc wytrzymałość na jedoosiowe ściskanie ociosu, MPa Głębokość zalegania 1200 m W rozdziale tym, podobnie jak we wcześniejszym, na wstępie szczegółowo omówiono wyniki wypiętrzania spągu dla górotworu o najsłabszych parametrach wytrzymałościowych, gdy strop bezpośredni wyrobiska tworzą skały o wytrzymałości R C = 20 MPa. Na rysunku 9 przedstawiono mapy przemieszczeń całkowitych wyrobiska korytarzowego, gdy w ociosach zalegają skały o wytrzymałości na ściskanie R Coc = 10 MPa, a wytrzymałość skał spągowych zmienia się w granicach R Cst = MPa. Otrzymane wartości przemieszczeń spągu zachowują tą samą tendencję do zmian swych wartości, co omawiane wcześniej wypiętrzenia spągu (3) wyrobisk korytarzowych na głębokości 700 m, niemniej różnica w wartościach liczbowych jest znaczna. Wobec mocno odkształcalnych warstw stropowych i ociosowych przy wytrzymałości spągu równej około 45 MPa wypiętrzanie spągu zaczyna praktycznie zanikać. Należy jednak zauważyć, że przy R Csp = 10 MPa wartość przemieszczenia całkowitego osiąga ponad 1,3 m. Zatem już samo drążenie wyrobisk korytarzowych w słabych skałach na głębokości 1200 m sprawiać będzie duże problemy. W tablicy 7 przedstawiono wartości wypiętrzenia spągu wyrobiska korytarzowego wydrążonego w górotworze o wytrzymałości skał stropu bezpośredniego R C = 20 MPa oraz zmiennej wytrzymałości skał spągowych i ociosowych. Z obliczeń wynika, że przemieszczenia całkowite najsłabszego spągu (R Csp = 15 MPa) są praktycznie 23-krotnie większe niż w przypadku spągu o najwyższych parametrach wytrzymałościowych (R Csp = 60 MPa). Należy zauważyć, że gradient wypiętrzania spągu przy naprężeniach, jakie panują na głębokości 1200 m jest bardzo duży. Zwiększanie wytrzymałości skał spągowych z 15 MPa do 60 MPa powoduje znaczną redukcję wypiętrzania z 1,39 m do 0,63 m. W praktyce dla wytrzymałości na ściskanie powyżej 40 MPa zmiany te przestają mieć istotne znaczenie. Wraz ze wzrostem wytrzymałości skał ociosowych spadek wartości wypiętrzania spągu wynosi średnio 6 10 %, przy czym najlepiej widoczne jest to dla słabych skał spągowych. Również w tym przypadku zwiększenie wytrzymałości skał ociosowych tylko w nieznacznych stopniu wpływu na konwergencję spągu. Rys. 9. Przemieszczenia całkowite spągu wyrobisk korytarzowych, przy wytrzymałości na ściskanie skał stropowych 30 MPa, ociosowych 10 MPa i spągowych: a) 15 MPa, b) 25 MPa, c) 35 MPa, d) 45 MPa i e) 55MPa Fig. 9. Total displacement of dog headings floor at compression strength of cap rock 30 MPa, side wall rocks 10 MPa and bottom rocks: a) 15 MPa, b) 25 MPa, c) 35 MPa, d) 45 MPa and e) 55 MPa

90 Nr 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY 87 Tabela 7. Przemieszczenie całkowite spągu u, m w zależności od wytrzymałości skał ociosowych R Coc, i spągowych R Csp, gdy strop bezpośredni tworzą skały o wytrzymałości R Cst = 30 MPa. Wartości R Coc i R Csp podano w MPa Table 7. Total Floor displacement [m] depending on the strength of side wall rocks R Coc, and bottom rocks R Csp, where the direct roof is made of rocks of strength R Cst = 30 MPa. Values R Coc and R Csp are presented in MPa R Coc R Csp ,390 0,920 0,635 0,462 0,350 0,246 0,180 0,105 0,070 0, ,375 0,915 0,630 0,462 0,340 0,241 0,178 0,100 0,070 0, ,360 0,910 0,630 0,460 0,340 0,240 0,178 0,098 0,068 0, ,350 0,905 0,624 0,450 0,330 0,225 0,175 0,096 0,065 0, ,330 0,895 0,620 0,445 0,325 0,223 0,172 0,095 0,065 0, ,320 0,885 0,612 0,442 0,320 0,220 0,170 0,095 0,065 0,058 Na podstawie otrzymanych wyników wykonano wykresy zmian wartości przemieszczenia całkowitego spągu w zależności od jego wytrzymałości na jednoosiowe ściskanie (rys. 10). Z racji ograniczonego miejsca w artykule zdecydowano się przedstawić wykresy tylko dla dwóch skrajnych przypadków, a więc gdy wytrzymałość skał ociosowych wynosi R Coc = 10 MPa i R Coc = 35 MPa. Na wykresach tych pokazano również przemieszczenie całkowite stropu oraz ociosów w tej samej zależności. Wykresy te aproksymowano funkcją wykładniczą, na podstawie której wyznaczono wzory empiryczne opisujące wypiętrzenie spągu w zależności od jego wytrzymałości. Analogicznie funkcja wykładnicza w porównaniu do innych (logarytmicznej, potęgowej itd.) wykazała największy współczynnik determinacji R 2 dla obu analizowanych wielkości (ponad 99 %). Przemieszczenie spągu wyrobisk korytarzowych, drążonych na głębokości 1200 m, dla stropu bezpośredniego o wytrzymałości R Cst = 20 MPa można zatem obliczyć ze wzoru u = 3,2731e 0,0718R Csp (5) gdzie: Δh sp przemieszczenie całkowite spągu, m, R Csp wytrzymałość spągu na jednoosiowe ściskanie, Pa. W tablicy 8 przedstawiono wyniki obliczeń przemieszczenia spągu w zależności od wytrzymałości skał ociosowych R Coc i spągowych R Csp, gdy strop bezpośredni tworzą skały o wytrzymałości R Cst = MPa. Wyniki pokazują, że wzrost wytrzymałości skał stropowych w bardzo niewielkim stopniu zmniejsza ruch skał spągowych. Zmiana wytrzymałości stropu o 50 MPa ogranicza zaledwie o 7 cm wypiętrzanie spągu. Większy wpływ ma zwiększenie wytrzymałości i sztywności ociosów, które mogą zmniejszyć deformację spągu o kilkanaście centymetrów przy zmianie wytrzymałości skał ociosowych o 25 MPa. Należy zauważyć, że nawet dla głębokości 1200 m, gdzie teoretyczne pionowe naprężenie pierwotne powinno wynosić 31,2 MPa wytrzymałość skał spągowych nie mniejsza niż 40 MPa gwarantuje wysoką stateczność spągu i deformacje rzędu kilkunastu centymetrów. W tablicy 8 wartość R 2 przy wyznaczonych funkcjach opisujących wypiętrzanie spągu oznacza współczynnik determinacji pomiędzy obiema analizowanymi wielkościami, tj. wytrzymałością na ściskanie warstw spągowych R Csp i jego przemieszczeniem u. Na podstawie wykonanych obliczeń oraz z podanych w tablicy 8 zależności przemieszczenia całkowitego spągu wyrobiska korytarzowego od parametrów wytrzymałościowych skał otaczających wyrobisko wyznaczono zależności empiryczne wypiętrzenia spągu od wytrzymałości skał spągo- Rys. 10. Wykres zmiany wartości przemieszczenia całkowitego spągu w zależności od jego wytrzymałości przy wytrzymałości stropu bezpośredniego R Cst = 30 MPa i wytrzymałości ociosów: a) R Coc = 10 MPa, b) R Coc = 35 MPa Fig. 10. Diagram of the total displacement value change of floor depending on its strength where the strength of the direct roof is R Cst = 30 MPa and the strength of side walls: a) R Coc = 10 MPa, b) R Coc = 35 MPa

91 88 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2014 Tabela 8. Przemieszczenie całkowite spągu u, m w zależności od wytrzymałości skał ociosowych R Coc, spągowych R Csp, i stropowych R Cst, dla wyrobiska drążonego na głębokości 700 m. Wartości R Coc i R Cs podano w MPa Table 8. Total floor displacement u, m depending on the strength of side wall rocks R Coc, bottom rocks R Csp and cap rock R Cst, for excavation driven at the depth of 700 m. Values R Coc and R Csp are presented in MPa Strop bezpośredni R Cst = 30 MPa R Csp R Coc ,280 0,820 0,560 0,385 0,280 0,160 0,140 0,085 0,065 0, ,230 0,800 0,555 0,375 0,275 0,155 0,135 0,085 0,065 0, ,210 0,790 0,550 0,370 0,270 0,155 0,135 0,084 0,070 0, ,205 0,775 0,545 0,360 0,260 0,155 0,135 0,084 0,069 0, ,190 0,765 0,540 0,355 0,255 0,150 0,130 0,080 0,067 0, ,180 0,750 0,530 0,345 0,250 0,145 0,128 0,078 0,065 0,045 Strop bezpośredni R Cst = 40 MPa R Csp R Coc ,265 0,805 0,535 0,365 0,275 0,178 0,140 0,080 0,065 0, ,210 0,790 0,530 0,365 0,270 0,175 0,130 0,078 0,065 0, ,165 0,780 0,515 0,360 0,265 0,170 0,125 0,075 0,065 0, ,135 0,765 0,505 0,355 0,260 0,165 0,120 0,075 0,065 0, ,120 0,750 0,500 0,352 0,258 0,163 0,110 0,074 0,065 0, ,115 0,740 0,495 0,348 0,255 0,161 0,115 0,072 0,065 0,048 Strop bezpośredni R Cst = 50 MPa R Csp R Coc ,235 0,785 0,530 0,355 0,270 0,175 0,135 0,080 0,065 0, ,195 0,778 0,525 0,350 0,260 0,170 0,135 0,078 0,065 0, ,125 0,772 0,510 0,347 0,260 0,165 0,130 0,075 0,062 0, ,115 0,760 0,495 0,345 0,255 0,164 0,130 0,073 0,062 0, ,100 0,750 0,485 0,342 0,250 0,162 0,128 0,071 0,062 0, ,085 0,740 0,475 0,340 0,245 0,160 0,125 0,070 0,060 0,045 Strop bezpośredni R Cst = 60 MPa R Csp R Coc ,230 0,770 0,530 0,370 0,270 0,165 0,130 0,080 0,065 0, ,185 0,760 0,520 0,365 0,260 0,162 0,125 0,078 0,063 0, ,140 0,745 0,500 0,360 0,255 0,158 0,122 0,075 0,062 0, ,120 0,738 0,495 0,354 0,250 0,155 0,120 0,075 0,062 0, ,110 0,730 0,480 0,348 0,248 0,152 0,120 0,074 0,061 0, ,065 0,720 0,470 0,340 0,245 0,148 0,120 0,074 0,061 0,045 Strop bezpośredni R Cst = 70 MPa R Csp R Coc ,220 0,765 0,525 0,350 0,260 0,155 0,115 0,080 0,060 0, ,180 0,750 0,515 0,343 0,255 0,150 0,112 0,078 0,060 0, ,135 0,738 0,495 0,340 0,255 0,148 0,110 0,078 0,058 0, ,110 0,730 0,485 0,335 0,250 0,145 0,110 0,076 0,058 0, ,070 0,715 0,475 0,325 0,245 0,138 0,108 0,075 0,055 0, ,060 0,705 0,470 0,310 0,240 0,135 0,105 0,075 0,055 0,045 Strop bezpośredni R Cst = 80 MPa R Csp R Coc ,210 0,760 0,520 0,345 0,255 0,150 0,110 0,080 0,064 0, ,170 0,750 0,515 0,340 0,250 0,148 0,108 0,079 0,064 0, ,130 0,735 0,490 0,330 0,250 0,145 0,106 0,079 0,062 0, ,090 0,730 0,485 0,324 0,245 0,142 0,105 0,078 0,061 0, ,060 0,720 0,478 0,320 0,240 0,140 0,102 0,078 0,061 0, ,045 0,705 0,474 0,315 0,237 0,138 0,100 0,075 0,060 0,045 u, m 3,2731e 0,0718 R Csp R 2 = 0,994 u, m 3,1617e 0,0715 R Csp R 2 = 0,995 u, m 3,1112e 0,0717 R Csp R 2 = 0,991 u, m 3,0831e 0,072 R Csp R 2 = 0,992 u, m 3,0382e 0,072 R Csp R 2 = 0,989 u, m 2,9555e 0,0715 R Csp R 2 = 0,992

92 Nr 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY 89 wych (wzór 6) oraz wypiętrzania spągu od wytrzymałości skał ociosowych i spągowych (wzór 7) dla wyrobisk drążonych na 1200 m głębokości: u = 3,2174e 0,0717R Csp (6) u = (4,13R Coc 0,091 ) e 0,0717 RCsp (7) gdzie: u wypiętrzenie spągu, m, R Csp wytrzymałość na jedoosiowe ściskanie spągu, MPa, R Coc wytrzymałość na jedoosiowe ściskanie ociosu, MPa. 4. Podsumowanie Jedną z głównych przyczyn utraty stateczności wyrobisk korytarzowych jest wypiętrzanie spągu. W artykule przedstawiono obliczenia numeryczne dla oceny tego zjawiska dla dwóch charakterystycznych głębokości prowadzonych robót górniczych na obszarze GZW: 700 m średniej głębokości eksploatacji oraz 1200 m głębokości aktualnie wykonywanych wyrobisk udostępniających, np. w kopalniach JSW. Na podstawie przeprowadzonych obliczeń stwierdzono, że wypiętrzanie spągu uzależnione jest w największym stopniu od parametrów skał otaczających wyrobisko, przede wszystkim słabych skał spągowych. Skały te nie są w stanie przejąć dużych naprężeń, przede wszystkim wynikających z głębokości zalegania wyrobiska oraz dodatkowej koncentracji naprężeń wywołanej jego wykonaniem. Wytrzymałość skał stropowych nie wpływa praktycznie na zniszczenie spągu, natomiast w ograniczonym stopniu redukują go mocne skały ociosowe. Ich duża wytrzymałość i mała odkształcalność powoduje, że nie pozwalają one na przenoszenie zwiększonych naprężeń na spąg, co ogranicza wielkość wypiętrzenia spągu o kilkanaście procent. Największa wartość przemieszczenia całkowitego spągu wyrobiska korytarzowego wydrążonego na głębokości 700 metrów przy założonych warunkach modelowych wyniosło 0,54 m, natomiast dla wyrobiska korytarzowego znajdującego się na głębokości 1200 m 1,39 m, a więc przemieszczenie spągu wzrosło, w porównaniu z głębokością 700 m, o około 250 %. Maksymalne wartości wypiętrzenia spągu dla obu głębokości wyznaczono, gdy pakiet skał otaczających wyrobisko tworzyły: skały spągu bezpośredniego o wytrzymałości R Csp = 15 MPa, skały ociosowe o wytrzymałości R Coc = 10 MPa i skały stropu bezpośredniego o wytrzymałości R Cst = 20 MPa. W praktyce górniczej dodatkowe znaczenie dla zjawiska wypiętrzania spągu ma zawodnienie skał otaczających wyrobisko, które może powodować bardzo duże spadki parametrów mechanicznych skał, a także wysokie naprężenie poziome, które będzie zwiększać ruch warstw spągowych w kierunku pustej przestrzeni wyrobiska. Wypiętrzanie spągu może być także powodowane przez czynniki górnicze (np. oddziaływanie zrobów, krawędzi eksploatacyjnych) i techniczne (np. rodzaj i typ obudowy, wymiary wyrobiska), które w niniejszym artykule nie były analizowane. Opracowane formuły określające wartość możliwego przemieszczenia całkowitego spągu w zależności od wytrzymałości skał ociosowych i spągowych otaczających wyrobisko dotyczą górotworu o parametrach mechanicznych charakterystycznych dla Górnośląskiego Zagłębia Węglowego. Zależności funkcyjne wykazały bardzo dobrą zgodność pomiędzy wybranymi wielkościami (98 99 %). Dla najsłabszych spągów jednak (R Csp = 15 MPa) wyznaczone wzory zaniżają wartości wypiętrzenia spągu o około 30% dla głębokości 700 metrów oraz około 20 % dla głębokości 1200 m, niemniej mogą one być pomocnym narzędziem dla orientacyjnego szacowania tego zjawiska w zakresie wytrzymałości skał spągowych od 20 do 60 MPa. Należy zwrócić uwagę, że w wykonanej analizie przyjęto stałą relację pomiędzy wytrzymałością skał na ściskanie R c a ich odkształcalnością (modułem Younga E). Założono także dość idealne warunki geologiczno górnicze w otoczeniu wyrobiska, tzn. np. brak zaburzeń geologicznych, krawędzi wyżej wybranych pokładów, zawodnienia, czy sąsiedztwa zrobów. Dla dokładnego wyznaczenia wartości wypiętrzenia spągu danego wyrobiska korytarzowego należałoby w obliczeniach uwzględnić wszystkie dodatkowe czynniki naturalne, techniczne i górnicze wpływające na stan naprężenia w górotworze i wykonać badania laboratoryjne właściwości skał. Literatura 1. Bukowska M. i inni: Kompleksowa metoda oceny skłonności do tąpań górotworu w Górnośląskim Zagłębiu Węglowym. Główny Instytut Górnictwa. Katowice Chudek M.: Geomechanika z podstawami ochrony środowiska i powierzchni terenu. Wydawnictwo Politechniki Śląskiej, Gliwice Erguler Z.A., Ulusay R.: Water-induced variations in mechanical properties of clay-bearing rocks. International Journal of Rock Mechanics & Mining Sciences, no 46, 2009 s Goszcz A.: Elementy mechaniki skał oraz tąpania w polskich kopalniach węgla i miedzi. Biblioteka Szkoły Eksploatacji Podziemnej, seria z Lampką Górniczą nr 2, IGSMiE PAN, Kraków Jendryś M.: Wpływ eksploatacji górniczej na nadbierane wyrobiska korytarzowe część 1. Pomiary i obserwacje. Budownictwo Górnicze i Tunelowe nr 3, 2009, s Kidybiński A.: Podstawy geotechniki kopalnianej. Wyd. Śląsk, Katowice Kłeczek Z.: Geomechanika górnicza. Śląskie Wydawnictwo Techniczne, Katowice Li D., Yuen Wong L.N., Liu G., Zhang X.: Influence of water content and anisotropy on the strength and deformability of low porosity metasedimentary rocks under triaxial compression. Engineering Geology nr 126, 2012, s Majcherczyk T., Małkowski P., Niedbalski Z.: Ruchy górotworu i reakcje obudowy w procesie niszczenia skał wokół wyrobisk korytarzowych na podstawie badań in situ. Wyd. AGH, Kraków Majcherczyk T., Małkowski P., Niedbalski Z.: Ocena schematów obudowy i skuteczności projektowania wyrobisk korytarzowych w kopalniach węgla kamiennego. Wyd. AGH, Kraków Małkowski P.: Wykorzystanie badań laboratoryjnych i kopalnianych do określenia stałych warunków Hoeka Browna. Przegląd Górniczy nr 11, 2010, str Małkowski P.: Wpływ uwarstwienia górotworu na zasięg stref spękań wokół wyrobisk korytarzowych. Wiadomości Górnicze nr 5, 2014, str Małkowski P., Ulaszek A., Ostrowski Ł.: Optymalizacja grubości łaty węglowej pozostawionej w stropie wyrobiska ścianowego z uwagi na zawodnienie skał stropowych. Przegląd Górniczy nr 3, 2014, s Marinos P.V., Tsambiaos G.: Strength and deformability of specific sedimentary and ophiolitic rocks. Proceedings of the 12 th International Congress, Patras, May 2010, Bulletin of Geological Society of Greece, XLIII, no 3, s Palmström A., Singh R.: The deformation modulus of rock mass comparisons between in situ tests and indirect estimates. Tunnelling and Underground Space Technology, vol. 16, no. 3, 2001, s Piechota S.: Wpływ niektórych czynników na dobór obudowy wyrobisk korytarzowych w kopalni węgla kamiennego,,bogdanka. Przegląd Górniczy nr 12, 2001, s Prusek S.: Wielkość deformacji chodnika przyścianowego utrzymywanego za pomocą pasa ochronnego. Przegląd Górniczy nr 7-8, 2003, s

93 90 PRZEGLĄD GÓRNICZY Prusek S.: Wykorzystanie sztucznych sieci neuronowych do prognozowania zaciskania chodników przyścianowych. Wiadomości Górnicze nr 11, 2007, s Prusek S.: Metody prognozowania deformacji chodników przyścianowych w strefach wpływu eksploatacji z zawałem stropu. Prace Naukowe Głównego Instytutu Górnictwa, nr 874, Katowice Prusek S., Majcher M.: Przebieg ruchów górotworu w chodniku przyścianowym z uwagi na wpływ frontów eksploatacji zawałowej. Miesięcznik WUG nr 2, 2003, s Smołka J.: Analiza i kształtowanie się stanu naprężeń wokół wyrobisk chodnikowych dla ograniczenia wypiętrzania spągów. Prace GIG, Komunikat nr 699, Katowice Stachowicz S., Kosonowski J., Kozek B.: Charakterystyka zaciskania wyrobisk korytarzowych kamiennych w kopalni Bogdanka. Wiadomości Górnicze nr 4, 1995, s Török À. Vàsàrhelyi B.: The influence of fabric and water content on selected rock mechanical parameters of travertine, examples from Hungary. Engineering Geology no 115, 2010, s Szanowni Czytelnicy! Przypominamy o wzowieniu prenumeraty Przeglądu Górniczego Informujemy też, że od 2009 roku w grudniowym zeszycie P.G. zamieszczamy listę naszych prenumeratorów.

94 Nr 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY 91 UKD : : Wybrane geotechniczno-górnicze problemy budownictwa na terenach dokonanej oraz bieżącej ekplotacji górniczej Selected geotechnical and mining building problems in the areas of the finished and running exploitation Dr inż. Anna Manowska* ) Dr inż. Rafał Jendruś* ) Treść: Wszędzie tam, gdzie istnieje lub istniała intensywna eksploatacja górnicza, dla potrzeb projektowania nowych i ochrony istniejących obiektów budowlanych, muszą zostać sprecyzowane warunki geotechniczno-górnicze. Warunki te powinny zawierać opis najbardziej niekorzystnych sytuacji i oddziaływań, jakim może podlegać obiekt z uwagi na dokonaną lub projektowana eksploatacje górniczą oraz panujące warunki gruntowo-wodne w odniesieniu do analiz geotechnicznych. Zagadnienie to zostało omówione przez autorów, na przykładzie rozpoznania geotechnicznego oraz górniczego dla nowo powstającej inwestycji budowlanej przy ulicy Ligockiej w Katowicach. Wykazano między innymi, że pomimo prowadzenia na terenie rozpatrywanej inwestycji intensywnej działalności górniczej, bezpośrednią przyczyną wystąpienia ewentualnych niekorzystnych zmian w górotworze, determinujących ostateczny kształt oraz charakter inwestycji budowalnej, może być związana z obecnością w rozpatrywanym obszarze słabonośnych i ściśliwych gruntów, w postaci m.in. nasypów niebudowalnych. Abstract: Wherever intensive mining operations are, it is necessary to specify geotechnical and mining conditions for the design of new and preservation of the existing buildings. These conditions should include a description of the most adverse situations and interactions in which an object could be subjected to, considering the finished or running exploitation and the ground-water conditions as regards the geotechnical analyses. This issue has been discussed by the authors and illustrated with the example of geotechnical and mining recognition for the new building investment at Ligocka Street in Katowice.For instance, it has been shown that in spite of conducting intensive mining operations in the area of the considered investment, the direct cause of any adverse changes in the rock mass, determining the final shape and character of the investment, may be associated with the presence of compressible and anthropogenic soils e.g. in the form of non-building embankments. Słowa kluczowe: eksploatacja górnicza, warunki geotechniczno-górnicze. Key words: mining, geotechnical and mining conditions 1. Wprowadzenie W wyniku podziemnej eksploatacji górniczej następują przemieszczenia elementów górotworu, które powodują deformacje powierzchni. W zależności od uwarunkowań geologiczno-górniczych mogą to być deformacje o charakterze ciągłym lub nieciągłym. Przemieszczenia elementów górotworu mogą prowadzić także do zmiany stosunków wodnych w górotworze i na powierzchni. Eksploatacja górnicza może też być związana z powstawaniem zjawisk sejsmicznych * ) Politechnika Śląska, Gliwice. w górotworze, zwanych wstrząsami górniczymi. Na powierzchni objawiają się one w postaci drgań podłoża. Zjawiska tego rodzaju są charakterystyczne dla terenów górniczych, czyli obszarów objętych wpływami prowadzonej eksploatacji górniczej. Mogą jednak występować także jako efekt przeprowadzonej w przeszłości eksploatacji na terenach pogórniczych, to znaczy w obszarach, gdzie wygasła koncesja na wydobywanie złoża, a zakład wydobywczy zlikwidowany [1]. W obszarach, gdzie nie ma eksploatacji górniczej, określenie podstawowych parametrów geotechnicznych i hydrogeologicznych, jest wystarczające do oceny przydatności terenu do zabudowy. Natomiast, w przypadku obszarów objętych

95 92 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2014 wpływami eksploatacji górniczej, przydatność ta w bardzo istotnym zakresie zależy także dodatkowo od warunków górniczych, przez które należy przede wszystkim rozumieć głębokość i charakter wybieranego (lub wybranego) pokładu, oraz budowę geologiczną nadkładu. Wybrane czynniki górnicze i geotechniczne decydujące o ewentualnym zagrożeniu projektowanych i istniejących obiektów budowlanych, jest przedmiotem niniejszego artykułu. 2. Charakterystyka badanego terenu oraz planowanej inwestycji Autorzy przedstawili rozpatrywane zagadnienie w ramach planowanej inwestycji, tj. hali montażowo-magazynowej z zapleczem socjalnym, z instalacją fotowoltaiczną oraz przestrzenią biurową na 1 kondygnacji. Opisywany teren położony jest w południowej części Katowic przy ul. Ligockiej 103 na działce nr 12/28. W przestrzeni parteru zaprojektowano antresolę, na której znajdują się pomieszczenia socjalne i techniczne. Obiekt spełnia wymogi budynku niskoenergetycznego. W kondygnacji parteru budynek został rozdzielony na dwie części, tak aby jego położenie nie kolidowało z przebiegiem kolektora kanalizacji deszczowej. W miejscu przedzielenia wytworzono przejazd, z którego dostępne są komunikacyjnie hale montażowo-magazynowe w obu częściach budynku. W przestrzeni górnej kondygnacji budynek został połączony łącznikiem, dzięki czemu wytworzono jednorodną kondygnację biurową. Od strony południowej i wschodniej zaprojektowano 2 wejścia do budynku w postaci przeszklonych na całą wysokość segmentów mieszczących klatki schodowe i windę oraz portiernie. Przyjęto żelbetową konstrukcję monolityczną słupowo- -płytową. Płyty stropowe grubości 25,0 cm z grzybkami nad słupami. Słupy o przekroju 50,0 50,0 cm, sztywno połączone z płytami stropowymi i fundamentami. Rozstaw słupów od 5,4 m do 8,1 m. Obiekt podzielony dylatacjami ze względu na możliwość wystąpienia deformacji górniczych i warunki gruntowe na pięć segmentów o wymiarach około od 13,0 m do 23,0 m. Teren planowanej inwestycji objęty jest ( wg Budryka i Knothego) pierwszą kategorią deformacji górniczych i znajduje się w rejonie uskoku kłodnickiego. Istnieje możliwość wystąpienia wstrząsów sejsmicznych o maksymalnym przyspieszeniu 120 mm/s 2 [2]. Ze względu na warunki górnicze przewidziano posadowienie na żelbetowym ruszcie fundamentowym o wysokości 1,0 m. W miejscu posadowienia występują niebudowlane grunty nasypowe o zróżnicowanej miąższości. Ruszt będzie zasadniczo posadowiony bezpośrednio na gruncie, z zastosowaniem wymiany gruntu (usunięciu gruntów nasypowych i zastosowaniu podsypki piaskowej). W części wschodniej ze względu na znaczną miąższość nasypów, należy przyjąć posadowienie rusztu na palach. 3. Problemy górnicze 3.1. Zakres eksploatacji górniczej w rozpatrywanym rejonie W kontekście prowadzonej pod terenami miasta Katowice eksploatacji górniczej ulica Ligocka wraz z przyległymi zabudowaniami znajdują się na obszarze górniczym kopalni węgla kamiennego Wujek-Śląsk. Ruch Wujek posiada koncesje na prowadzenie eksploatacji w dwóch obszarach górniczych: Obszar 323 Katowice-Brynów, stanowiący macierzysty obszar górniczy kopalni Wujek, którego centrum stanowi rejon szybów głównych, zaś jego południowa granica przebiega wzdłuż linii uskoków kłodnickich. Rozpatrywany rejon zlokalizowany jest w odległości około 250 m na północ od linii uskoków i południowej granicy obszaru górniczego. W chwili obecnej, z uwagi na zagrożenie dla obiektów powierzchniowych w silnie zurbanizowanej centralnej części Katowic, w obszarze tym nie są prowadzone prace eksploatacyjne, Obszar 5736 Wujek-Stara Ligota, rozciąga się na południe od linii uskoków kłodnickich i w nim prowadzona jest aktualna oraz prognozowana eksploatacja. Jakkolwiek rozpatrywany teren nie znajduje się bezpośrednio nad miejscami prowadzenia robót górniczych, znajduje się on jednak w zasięg u oddziaływania wpływów głównych eksploatacji. Obecnie kopalnia Wujek-Śląsk w obszarze Stara Ligota prowadzi eksploatację w pokładzie 405 i 404/5. Równolegle trwają roboty udostępniające i przygotowawcze celem uruchomienia eksploatacji w pokładzie 407/4 oraz w pokładzie 350. Łącznie w obszarze Stara Ligota przewiduje się eksploatację 10 ścian prowadzonych w systemie z podsadzką hydrauliczną. Głębokość aktualnie prowadzonej eksploatacji wynosi od około 370 do 740m Warunki tektoniczne i ich wpływ na deformacje powierzchni terenu Złoże węgla kamiennego eksploatowane przez KWK Wujek-Śląsk pocięte jest licznymi nieciągłościami wśród których regionalnym charakterem i wielkością zrzutu odznacza się uskok kłodnicki, rozdzielający obszar górniczy tej kopalni na dwie partie eksploatacyjne: północną (pole macierzyste) i południową, wydzieloną z obszaru rezerwowego. Strefa uskoku kłodnickiego o przebiegu zbliżonym do W-E zrzuca utwory karbońskie o około 125 m w kierunku południowym. W jej skrzydle wiszącym występują głównie uskoki o kierunku biegu zbliżonym do NNE-SSW, NE-SW oraz NWW-SEE. Dzielą one północną część obszaru badań na kilka bloków tworzących zręby i rowy tektoniczne. Wielkość zrzutu omawianych uskoków oscyluje w granicach od kilku do 130 m (rys. 1, 2). Jak widać na załączonym schemacie, główne strefy uskokowe definiują w naturalny sposób granice obszarów górniczych oraz granice ewentualnych robót eksploatacyjnych. Jak wynika z przedstawionego rysunku, obiekt przy ul. Ligockiej znajduje się w strefie wychodni uskoków Kłodnickich (uskok kłodnicki I oraz II), która w tym rejonie przebiega wzdłuż linii kolejowej łączącej stację rozrządową Katowice Muchowiec z rejonem KWK Śląsk. W rozpatrywanym rejonie obserwuje się występowanie w budynkach (szczególnie starszych) zjawisk deformacyjnych (poszerzanie się szczelin dylatacyjnych, odchylenie od pionu ścian budynków). Stanowią one skutki oddziaływania wpływów eksploatacyjnych zakończonej eksploatacji w obszarze górniczym Stara Ligota, dodatkowo zniekształconych oddziaływaniem uskoków tektonicznych, stanowiących główne źródło ewentualnych aktualnie zachodzących zjawisk deformacyjnych. Ogólnie, w budownictwie na terenach górniczych, lokalizację obiektów w strefach oddziaływań dużych uskoków uważa się za niekorzystną z uwagi na następujące czynniki: Uskoki mogą w znaczny sposób zakłócać naturalny przebieg niecek osiadania wywoływanych prowadzoną eksploatacją i prowadzić do lokalnego występowania parametrów deformacyjnych znacznie przewyższających wielkości prognozowane dla danej głębokości zalegania

96 Nr 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY 93 złoża, miąższości warstwy wybranej i mechanicznych własności nadkładu. Tego typu zakłócenia w przebiegu niecek osiadania są zwykle trudne zarówno do przewidzenia ich wystąpienia, jak i oszacowania ich wartości. Deformacje generowane przez uskoki mogą mieć formę lokalnych zaburzeń przebiegu niecek osiadania w postaci deformacji nieciągłych (progów terenowych, szczelin, rowów itp), Płaszczyzny dużych uskoków stanowią często miejsca akumulacji energii sprężystej wywołanej naprężeniami generowanymi przez przemieszczające się pod wpływem prowadzonej eksploatacji masy górotworu. Nagromadzona energia uwalniana się okresowo w formie wstrząsów sejsmicznych. Wstrząsy sejsmiczne wywołane działalnością górniczą bardzo rzadko stanowią przyczynę uszkodzeń obiektów powierzchniowych, jednak mogą stanowić czynnik dyskomfortu dla użytkowników narażonych obiektów, zaś projektant powinien zapewnić obiektowi odporność na określoną wielkość akceleracji podłoża Interpretacja opinii KWK Wujek dotyczącej uwarunkowań górniczych dla budowy obiektu przy ul. Ligockiej 103 w Katowicach Rys.1. Fragment mapy sytuacyjnej powierzchni OG KWK Wujek z naniesionym obszarem wychodni uskoków kłodnickich.[3] Fig. 1. Land survey map section of Wujek mine with the area of Kłodnica fault outcrops [3] Lokalizacja projektowanego obiektu Rys. 2. Obszar górniczy macierzysty KWK Wujek-Śląsk ruch Wujek wraz z systemem głównych uskoków oraz lokalizacją rozpatrywanego obiektu.[4] Fig. 2. Native mining area of Wujek-Śląsk mine along with the system of main faults and the location of the considered built feature [4] Działka 12/28 przy ul. Ligockiej 103 w Katowicach znajduje się w obrębie strefy wpływów eksploatacji górniczej planowanej przez KWK Wujek-Śląsk, w związku z czym ustalono dla niej kategorię przydatności terenu do zabudowy pierwszą. Kategorie terenów górniczych opierają się na wskaźnikach geometrycznych dotyczących kształtu niecek osiadania powstających w wyniku prowadzenia eksploatacji podziemnej, i dla kategorii pierwszej ustalono ich wartości maksymalne jako równe: Nachylenie powierzchni terenu T 2,5 mm/m, Odkształcenie powierzchni terenu ε T 1,5 mm/m, Promień krzywizny powierzchni terenu R 20 km. Tereny objęte pierwszą kategorią ochrony powierzchni uznaje się pod względem budowlanym jako pewne, nie wymagające specjalnych zabezpieczeń konstrukcyjnych. W budynkach mogą powstawać drobne, niekonstrukcyjne uszkodzenia, np. nieszkodliwe zarysowania murów. Należy podkreślić, że w przypadku deformacji ciągłych zagrożenie dla budynków nie jest związane z końcową wielkością obniżenia powierzchni terenu w wyniku przeprowadzenia eksploatacji podziemnej, lecz z przemieszczaniem się krawędzi niecki osiadania pod obiektem w trakcie jej prowadzenia i jej geometrycznymi parametrami. Z uwagi na fakt lokalizacji obiektu w bezpośredniej bliskości strefy wychodni uskoków kłodnickich objętej filarem ochronnym, żadne roboty eksploatacyjne nie będą prowadzone bezpośrednio pod obiektem. Obiekt na działce 12/28 może znaleźć się natomiast w zasięgu wpływów eksploatacyjnych eksploatacji prowadzonej w pewnej odległości, stąd przyjęcie pierwszej kategorii przydatności terenu do zabudowy. Z uwagi na obecność dużych i znanych z aktywności uskoków o charakterze regionalnym w bezpośredniej bliskości rozpatrywanego obiektu Kopalnia nie wyklucza możliwości wystąpienia zjawisk o charakterze deformacji nieciągłych. Ewentualne wystąpienia takich zjawisk (zapadliska, progi terenowe) nie stanowią w tym przypadku bezpośredniego rezultatu konkretnych robót eksploatacyjnych lecz wiążą się z ruchami tektonicznymi górotworu związanymi z ogólnie rozumianą działalnością górniczą w całym regionie. Dla deformacji nieciągłych nie określa się kategorii ochrony powierzchni terenu. Obiekt powinien być zaprojektowany pod kątem odporności na wstrząsy sejsmiczne na występowanie wstrząsów o przyśpieszeniu do 120 mm/s 2. Jest to wartość chwilowego wypadkowego przyśpieszenia drgań o częstotli-

97 94 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2014 wości do 10 Hz na powierzchni terenu, stanowiąca podstawę klasyfikacji wstrząsów w obowiązującej w polskim górnictwie skali MSK-64. Wstrząsy o takiej wartości przyspieszenia kwalifikują się w niej do kategorii IV, która obejmuje wstrząsy odczuwalne przez ludzi, mogące powodować przesuwanie się drobnych przedmiotów, nie powodujące jednak uszkodzeń w obiektach budowlanych. Warto dodać, że strefa uskoków kłodnickich jest obszarem, w którym powstaje największa liczba rejestrowanych wstrząsów sejsmicznych. Z uskokami kłodnickimi wiąże się także sporadyczne występowanie wysokoenergetycznych wstrząsów sejsmicznych. W warunkach GZW najsilniejsze wstrząsy charakteryzują się energią rzędu E= (1 3) 10 9 J, co odpowiada magnitudzie 3,8 4,0 w skali Richtera. W południowej części Katowic ostatni taki wstrząs wystąpił w 2007r. w dzielnicy Piotrowice. 4. Problemy geotechniczne zakres wykonywanych prac 4.1. Prace geodezyjne Otwory badawcze wytyczono w terenie metodą domiarów prostokątnych w nawiązaniu do istniejącej sytuacji topograficznej. Niwelacją techniczną otworów wykonano w dowiązaniu do pikiety wysokościowej o rzędnej H=274,32 m npm odczytanej z planu sytuacyjno-wysokościowego w skali 1: 500 otrzymanego od Zleceniodawcy. Punkt dowiązania niwelacji oraz rozmieszczenie otworów badawczych, zaznaczono na załączonej mapie dokumentacyjnej (rys. 3) Prace wiertnicze Dla rozpoznania warunków gruntowo-wodnych wykonano 9 małośrednicowych otworów badawczych o głębokości 6,0 10,0 m o łącznym metrażu 68,0 m. W trakcie wierceń przeprowadzono badania makroskopowe gruntów oraz obserwacje wód gruntowych. Po zakończeniu wierceń otwory zlikwidowano urobkiem z zachowaniem kolejności przewiercanych warstw. Po zakończeniu wierceń w dwóch punktach wykonano badania in situ gruntu sondą dynamiczną DPSH celem określenia stopnia zagęszczenia gruntów niespoistych. Bezpośrednio z badań określono stopień zagęszczenia z zależności ID = 0,441 log N20 + 0,196 [1] gdzie : N20 liczba uderzeń na 0,2 m wpędu końcówki sondy Do badań wykorzystano sondę DPSH zamontowaną na wiertnicy WM-03H o masie młota 63,5 kg; wysokości spadania młota 0,75 m i końcówce o kącie wierzchołkowym 90º, średnica żerdzi 32 mm. 5. Morfologia i hydrografia terenu Pod względem geomorfologicznym opisywany teren położony jest w Rowie Kłodnicy. Powierzchnia terenu w obrębie dokumentowanej parceli opada w kierunku wschodnim, a rzędne terenu w miejscach wykonanych wierceń zamykają się wartościami 276,55 275,48 m n.p.m. Wzdłuż północnej granicy terenu (równolegle do ul. Szadoka) przebiega skarpa o wysokości około 1,5 2,0. Hydrograficznie teren badań należy do dorzecza Odry. Wody powierzchniowe spływają w kierunku południowym ku dolinie rzeki Kokociniec stanowiącej dopływ rzeki Kłodnicy. 6. Budowa geologiczna Podłoże badanego terenu do rozpoznanej w ramach niniejszego opracowania głębokości 6,0 10,0 m budują utwory czwartorzędowe. Czwartorzęd reprezentowany jest przez plejstoceńskie utwory akumulacji lodowcowej reprezentowane przez pia- Rys. 3 Schemat rozmieszczenia otworów badawczych oraz punk nawiązania niwelacji Fig. 3. Scheme of boreholes distribution and the leveling reference point

98 Nr 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY 95 ski średnioziarniste, w stropie zaglinione oraz z dodatkiem humusu. Bezpośrednio nad nimi zalegają fragmentarycznie utwory akumulacji rzeczno-zastoiskowej w postaci pyłów, glin pylastych i gruntów organicznych reprezentowanych przez namuły gliniaste i gliny próchniczne. Powierzchnia terenu przykryta jest warstwą nasypów mineralno-gruzowych o zróżnicowanej miąższości od 1,9 do 6,0 m. W starszym podłożu jak to wynika z map geologicznych tego rejonu występują iły piaszczyste i margliste, piaski, żwiry i łupki ilaste z poziomem osadów ewaporatorwych przynależne stratygraficznie do trzeciorzędu. 7. Warunki gruntowe Na podstawie badań, w podłożu badanego terenu stwierdzono grunty nasypowe i rodzime, które podzielono na warstwy geotechniczne o zróżnicowanych parametrach fizyko-mechanicznych. Warstwa I obejmuje nasypy zbudowane z mieszaniny piasków średnich, kamieni, gruzu, okruchów cegły, fragmentów betonu, żużli, piasku gliniastego, gliny, gliny zwięzłej, iłu, okruchów węgla kamiennego, okruchów piaskowca, łupków ilastych, kawałków drewna, namułu gliniastego miąższość nasypów w punktach wierceń jest bardzo zróżnicowana i wynosi od 1,9 do 6,0 m; Warstwa IIa1 to grunty organiczne reprezentowane przez pyły próchniczne i gliny pylaste próchniczne o konsystencji miękkoplastycznej i średnim stopniu plastyczności I L = 0,60; Warstwa IIa2 to grunty organiczne reprezentowane przez namuły gliniaste o konsystencji plastycznej i średnim stopniu plastyczności I L = 0,40; Warstwa IIb1 to grunty spoiste reprezentowane przez pyły, gliny pylaste i gliny piaszczyste o konsystencji twardoplastycznej i średnim stopniu plastyczności I L = 0,15; Warstwa IIb2 to grunty spoiste reprezentowane przez gliny pylaste o konsystencji plastycznej o średnim stopniu plastyczności I L = 0,40; Warstwa IIIa1 to grunty niespoiste wykształcone jako piaski średnie z wkładkami piasku gliniastego i piaski średnie z humusem, są one wilgotne, a poniżej zwierciadła wody gruntowej nawodnione, średnio zagęszczone o średnim stopniu zagęszczenia I D = 0,55; Warstwa IIIa2 to grunty niespoiste wykształcone jako piaski średnie. Są one wilgotne, a poniżej zwierciadła wody gruntowej nawodnione, średnio zagęszczone o średnim stopniu zagęszczenia I D = 0,55. Uzupełnieniem opisu warstw geotechnicznych są załączone karty dokumentacyjne otworów badawczych. Przykład karty otworu badawczego przedstawiono na rysunku 4, natomiast przykład przekroju geotechnicznego oraz wyniki badań sondą dynamiczną DPSH, przestawiono kolejno na rysunkach 5 i 6. Parametry geotechniczne gruntów określono na podstawie powszechnie stosowanych zależności korelacyjnych biorąc jako cechę wiodącą stopień plastyczności dla gruntów spoistych i stopień zagęszczenia w przypadku gruntów niespoistych. 8. Podsumowanie Teren planowanej inwestycji objęty jest skutkami oddziaływań deformacyjnych ze strony wieloletniej eksploatacji górniczej KWK Wujek-Śląsk prowadzonej w tzw. obszarze macierzystym kopalni (obszar górniczy Wujek 323) oraz w obszarze górniczym Stara Ligota 5376, na powierzchni którego zlokalizowany jest rozpatrywany obiekt. Oddziaływania deformacyjne zachodzące obecnie i przewidywane w przyszłości związane z eksploatacją prowadzoną w obszarze górniczym Stara Ligota 5376 zlokalizowanym na południe od linii uskoku kłodnickiego I. Rozpatrywany Rys. 4. Przykład karty otworu badawczego z otworu nr 1 Fig. 4. Example of borehole card from the hole no. 1

99 96 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2014 Rys. 5. Przykład przekroju geologicznego Fig. 5. Example of the geological section Rys. 6. Wyniki badań sondą dynamiczna DPSH Fig. 6. Results of research carried out with the DPSH dynamic probe obiekt znajduje się w zasięgu wpływów głównych prowadzonej i planowanej eksploatacji górniczej. Roboty górnicze prowadzone są z zastosowaniem podsadzki hydraulicznej ograniczającej w znacznym stopniu oddziaływanie na obiekty powierzchniowe, jednak z uwagi na obecność serii uskoków o znacznych zrzutach w pobliżu rozpatrywanego obiektu można oczekiwać lokalnych wystąpień zwiększonych wartości wskaźników deformacyjnych. Przy projektowaniu budynku na działce 12/28 przy ul. Ligockiej 103, zaleca się przyjęcie warunków dla pierwszej kategorii deformacji terenu górniczego [3]. Na terenie działki 12/28 przy ul. Ligockiej 103 w Katowicach istnieje możliwość występowania zjawisk o charakterze deformacji nieciągłych w postaci progów terenowych, rowów lub szczelin. Prawdopodobieństwo wystąpienia takich deformacji określa się jednak jako bardzo niskie, zaś roz-

100 Nr 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY 97 miary ewentualnych deformacji nie powinny mieć wpływu na warunki eksploatacji budynku. Bliska lokalizacja dużego zespołu uskoków tektonicznych może powodować występowanie wstrząsów, mogących generować drgania gruntu o maksymalnych przyspieszeniach wielkości 120 mm/s 2. Wstrząsy takie mieszczą się w kategorii IV wstrząsów w skali MSK-64 stosowanej w Polsce do oceny zjawisk sejsmicznych generowanych przez górnictwo. Kategoria IV oznacza wstrząsy wyczuwalne, powodujące poruszanie się drobnych przedmiotów, ale nie generujące żadnych uszkodzeń w budynkach. Dlatego też, w pracach projektowych rozpatrywanego obiektu budowlanego, należy uwzględnić lokalną sytuację górniczą. Długotrwała działalność górnicza, doprowadziła w sposób pośredni do wykształcenia zmian antropogenicznych podłoża, w rozpatrywany obszarze inwestycyjnym. Nie zmienia to jednak faktu, iż obszar ten, nadaje się do zabudowy, pomimo, iż znajduje się on w zasięgu wpływów głównych prowadzonej i planowanej eksploatacji górniczej. Z punktu widzenia badań geotechnicznych wynika, iż w podłożu dokumentowanego terenu pod warstwą nierównomiernie ściśliwych nasypów o zróżnicowanej miąższości nawiercono grunty zróżnicowane pod względem rodzaju i stanu. W zachodniej części działki (w pobliżu torów kolejowych) pod nasypami stwierdzono słabonośne i ściśliwe gliny pylaste o konsystencji plastycznej oraz bardzo ściśliwe grunty organiczne. W części środkowej i zachodniej bezpośrednio pod nasypami stwierdzono mało ściśliwe i nośne gliny o konsystencji twardoplastycznej. Na całym dokumentowanym terenie w spągu opisywanego profilu nawiercono mało ściśliwe i nośne piaski średnioziarniste w stanie średnio zagęszczonym. Bezpośrednie posadowienie projektowanego obiektu w zasięgu poziomego występowania gruntów nasypowych, może spowodować nierównomierne osiadanie w stopniu przekraczającym dopuszczalne wartości. W przedstawionej sytuacji należy rozważyć: bezpośrednie posadowienie środkowej i wschodniej części obiektu po wybraniu gruntów nasypowych i uzupełnieniu ubytku po nich odpowiednio zagęszczoną podsypką piaszczysto-żwirową pośrednie posadowienie zachodniej części obiektu np. za pomocą pali opartych w piaskach lub na gruncie wzmocnionym palami jet grouting lub kolumnami żwirowymi i zagęszczającymi. Literatura: 1. Kawulok M.: Górnicze i geotechniczne problemy budownictwa na terenach górniczych Wisła Kwiatek J. (red.): Problemy eksploatacji górniczej pod terenami zagospodarowanymi. Wydawnictwo GIG, Katowice Informacja KWK Wujek dotycząca warunków górniczo-geologicznych dla inwestycji przy ul. Szadoka w Katowicach z dnia r. 4. Nizicki R, Pasze D., Borówka B.: Morfologia powierzchni stropu Karbonu w OG KWK Śląsk i OG KWK Wujek. 5. Mutke G., Tarnowski J.: Ocena wpływu drgań podłoża na infrastrukturę techniczną według skali MSK.

101 98 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2014 UKD : /.82: Ujemne i zawyżone wartości wskaźnika Grahama Negative and overestimated values of Graham s index mgr inż. Stanisław Słowik* ) mgr inż. Lucjan Świerczek* ) Treść: W artykule przedstawiono analizę występowania w praktyce kopalnianej ujemnych wartości wskaźnika Grahama oraz anormalnie dużych w odniesieniu do rzeczywistego poziomu zagrożenia pożarowego. Wykorzystano do tego próbę składającą się z 1962 analiz chemicznych próbek powietrza pobranych ze zrobów ścian zawałowych oraz zza tam izolacyjnych. Stwierdzono, że główną przyczyną tych wartości jest sposób wyznaczania wskaźnika Grahama. Przeprowadzono analizę wskaźnika i wykazano, że przy wartości mianownika do 0,1 wskaźnik Grahama nie sprawdza się (zawyża zagrożenie pożarowe). Odniesiono się do kryterium wskaźnika ubytku tlenu mówiącego o 1 % progu ( DO 2 < 1 %) poniżej którego wskaźnik Grahama wykazuje duże wahania nie pozwalające na prawidłową interpretację [6]. Ustalono, że to kryterium w obecnie stosowanych sposobach przewietrzania nie znajduje zastosowania. Przeanalizowano zmodyfikowaną wersję wskaźnika Grahama przyjmując, że do jego wyznaczania wykorzystany zostanie stosunek różnicy CO do różnicy tlenu. Wykazano, że nie wyeliminuje to występowania nietypowych przypadków. Dodatkowo pojawia się wtedy pytanie, czy kryteria stosowane dla wskaźnika Grahama można bezpośrednio przenieść na zmodyfikowany wskaźnik. Abstract: This paper presents the analysis of Graham s index negative values as well as the overestimated values present in mining practice, in relation to the real level of fire hazard. The research was done by a test consisting of 1962 chemical analyses of air samples obtained from the gobs in longwall with caving and from behind the stoppings. It was stated that the presence of such values of the Graham s index is caused by the way it is determined. Consequently, the analysis of the index showed by the denominator up to 0,1, the index fails (it overestimates the fire hazard). The authors refer to the criterion of oxygen loss index which defines a 1% threshold ( DO 2 < 1%) below which the Graham s index demonstrates high fluctuations precluding from proper interpretation [6]. It was determined that this criterion in the currently applied methods of ventilation does not suit the requirements. Assuming that for the determination of it, the ratio of CO difference to oxygen difference will be used, the Graham s index was analyzed but in a modified version. It was shown that it will not eliminate the occurrence of atypical cases. Moreover, a question occurs whether the criteria determined for the Graham s index can be directly transcribed on the modified index Słowa kluczowe: górnictwo, zagrożenie pożarowe, profilaktyka, wskaźnik Grahama, wskaźnik ubytku tlenu Key words: mining, fire hazard, prevention, Graham s index, oxygen loss index 1. Wprowadzenie Wskaźnik Grahama jest jednym z najczęściej stosowanych wskaźników służących do określania stopnia zagrożenia pożarowego występującego w zrobach ścian zawałowych [3]. Określa on zagrożenie pożarowe według skali nieliniowej, co wynika z charakteru wydzielania się tlenku węgla podczas procesu utleniania węgla. Przepisy funkcjonujące w polskim górnictwie klasyfikują zagrożenie pożarowe w oparciu o wskaźnik Grahama następująco [7]: * ) Główny Instytut Górnictwa, Katowice 0,0000 < G 0,0025 sytuacja normalna nie występuje zagrożenie pożarowe w zrobach; 0,0025 < G 0,0070 wzmożona obserwacja atmosfery w zrobach, zwiększona częstotliwość pobierania próbek powietrza; 0,0070 < G 0,0300 należy przystąpić do prac profilaktycznych przy zachowaniu normalnego ruchu w zagrożonym rejonie; 0,0300 < G akcja przeciwpożarowa. Generalnie więc, im wyższe są wartości wskaźnika Grahama, tym powinniśmy mieć do czynienia z większym zagrożeniem pożarowym. Pojawiają się jednak wyjątki, są to przypadki bardzo dużych wartości wskaźnika Grahama (nawet

102 Nr 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY 99 powyżej G > 0,0300) w sytuacjach, kiedy nie obserwuje się oznak podwyższonego zagrożenia pożarowego. Można się też spotkać z ujemnymi wartościami wskaźnika Grahama, które ww. klasyfikacja pomija. W artykule podjęto próbę wyjaśnienia z czego wynikają takie wartości wskaźnika (określone tu jako nietypowe) oraz przeanalizowano, w jakich warunkach zagrożenia pożarowego się one pojawiały. 2. Wskaźnik Grahama analiza wzoru Wskaźnik Grahama jest to stosunek przyrostu tlenku węgla (DCO, %) do ubytku tlenu ( DO 2, %). (1) Wskaźnik ubytku tlenu ( DO 2 ) oblicza się w oparciu o procentowe zawartości tlenu i azotu w powietrzu świeżym, i zużytym stosując wzór [6]:, (2) gdzie: O 2 i N 2 zawartości tlenu i azotu na wlocie do kontrolowanego rejonu, %, O 2 i N 2 zawartości tlenu i azotu na wylocie z kontrolowanego rejonu, %. Dla wskaźniku Grahama przyjęto założenie, że ubytek tlenu obliczany jest w odniesieniu do powietrza atmosferycznego świeżego, w którym proporcja tlenu do azotu wynosi. Stąd wzór (1) po uwzględnieniu (2) i wspomnianego stosunku tlenu do azotu można zapisać jako. (3) Podstawiając do (3) w miejsce O 2 lub N 2 odpowiednio 0,265N 2 lub O 2 /0,265 i upraszczając, otrzymujemy znaną zależność na wskaźnik Grahama, w której mianownik występuje w postaci 0,265N 2 O 2 gdzie: CO stężenie tlenku węgla, %, N 2 stężenie azotu, %, O 2 stężenie tlenu, %., (4) Wprowadzając zamiast O 2, N 2, CO, G oznaczenia standardowe funkcji: x, y, t zmienne zależne oraz z wartość funkcji, otrzymujemy, x > 0, y > 0, t > 0. (5) Zmienna t reprezentująca tlenek węgla wpływa proporcjonalnie na wartość funkcji (5), natomiast o jej przebiegu decyduje zależność ujęta w nawias, czyli, x > 0, y > 0. (6) Dziedziną funkcji (5) i (6) jest zbiór wszystkich dodatnich par liczb rzeczywistych z wyłączeniem przypadków zerowania się mianownika. Wykres funkcji (6) przedstawiono na rysunku 1. Rys. 1. Graficzne przedstawienie zależności (6) Fig. 1. Illustration of the dependence (6) Z analizy funkcji (5) i (6) wynika, że mamy tutaj do czynienia z dwoma granicami, którymi są płaszczyzny (rys. 1). Pierwsza z nich przechodzi przez osie x, y układu współrzędnych i w jej sąsiedztwie wartości funkcji zdążają do zera kiedy x lub y dążą do nieskończoności. Druga płaszczyzna wynika z zerowania się mianownika i jest opisana równaniem 0,265y x = 0 (7) We wzorze na wskaźnik Grahama zmiennym x i y odpowiadają tlen i azot. Żaden ze składników powietrza nie może przekroczyć stężenia 100 %, czyli ani tlen, ani azot nie osiągają bardzo wysokich wartości (nie dążą do nieskończoności) [4]. Dlatego pierwszego przypadku nie rozpatrywano. Dla wskaźnika Grahama ważna jest druga płaszczyzna, która wynika z zerowania się mianownika (7). W jej pobliżu wartości funkcji (5) i (6) dążą do ±. Czyli osiągają bardzo niskie wartości ujemne lub bardzo wysokie dodatnie, niezależne od zmiennej t, która w przypadku funkcji (5) reprezentuje tlenek węgla. Można więc stwierdzić, że: wskaźnik Grahama osiąga bardzo wysokie bezwzględne wartości, gdy 0,265N 2 O 2 zbliża się do zera; wskaźnik Grahama przyjmuje wartości ujemne, gdy 0,265N 2 O 2. Pozostaje pytanie o możliwość zerowania się mianownika w przypadku kiedy 0,265 N 2 = O 2. Rozpatrując tę kwestię należy zwrócić uwagę, że stężenia tlenu i azotu oznaczane są na tym samym poziomie dokładności. Zazwyczaj poziom ten wynosi 0,01 %. W takim przypadku wartość azotu pomnożona przez współczynnik 0,265 w stosunku do stężenia tlenu jest innego rzędu. Dla członu 0,265N 2 otrzymujemy wielkości rzędu 0,00001 %, zaś stężenie O 2 jest rzędu 0,01 %. Dlatego w praktyce nie spotyka się sytuacji, aby mianownik wskaźnika Grahama wyzerował się. 3. Nietypowe wartości wskaźnika Grahama W analizie wskaźnika Grahama wykorzystano próbę złożoną z 1962 precyzyjnych analiz chromatograficznych próbek

103 100 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2014 powietrza kopalnianego. Próbki pobierane były z rejonów ścian zawałowych, w których panowały warunki normalne (brak zagrożenia pożarowego) oraz warunki podwyższonego lub wysokiego stopnia zagrożenia pożarowego. Widoczne jest to w statystykach opisowych stężeń gazów i wartości wskaźnika Grahama, np. stężenie tlenu dla próby zmieniało się do 0,25 do 20,97 %, CO od 1 do 1746 ppm. Zaś co najmniej 25 % przypadków charakteryzowało się wskaźnikiem Grahama powyżej 0,0026 tyle wynosi górny kwartyl (tabl. 1). Na wykresie (rys. 2) przedstawiono rozrzut stężeń azotu względem tlenu z naniesioną prostą reprezentującą płaszczyznę, dla której mianownik wskaźnika Grahama zeruje się: 0,265N 2 O 2 = 0. (8) Punkty leżące w bezpośredniej bliskości prostej (8) to przypadki charakteryzujące się wysokimi wartościami dodatnimi (powyżej prostej) lub niskimi wartościami ujemnymi wskaźnika Grahama (poniżej prostej) Ujemne wartości wskaźnika Grahama, 0,265N 2 < O 2. Wyodrębniono 20 przypadków, które charakteryzowały się ujemną wartością wskaźnika Grahama. Dla określenia stopnia zagrożenia pożarowego reprezentowanego przez te próbki powietrza przeprowadzono ich dokładną analizę, którą oparto o stężenia CO, etylenu, propylenu, acetylenu i wodoru [2, 5]. Mała liczba elementów pozwoliła na przeanalizowanie każdej sytuacji z osobna. Podstawowe statystyki opisowe tych przypadków przedstawiono w tablicy 2. Stwierdzono, że większość przypadków wystąpiła w czy nnych ścianach zawałowych i warunkach niskiego poziomu zagrożenia pożarowego (16 przypadków). Stężenia w tych przypadkach nie przekraczały, dla: CO 26 ppm; etylenu 0,07 ppm; propylenu 0,07 ppm; acetylenu 0,008 ppm; wodoru 2,7 ppm. Natomiast pozostałe 4 przypadki to próbki powietrza pobrane zza tam izolacyjnych i dla nich stwierdzono podwyższony poziom zagrożenia pożarowego Bardzo wysokie wartości wskaźnika Grahama przy niskich stężeniach CO. Rys. 2. Rozkład stężeń azotu i tlenu z naniesioną prostą graniczną (8) Fig. 2. Distribution of nitrogen and oxygen concentrations with limiting straight line (8) W sytuacji, kiedy mianownik wskaźnika Grahama dąży do zera (0,265N2 O2) 0 to pojawiają się bardzo wysokie bezwzględne wartości wskaźnika Grahama ( G ). Zjawisko takie występuje nawet przy bardzo niskich stężeniach tlenku węgla, co wykazała analiza matematyczna wskaźnika. Sporządzony wykres rozrzutu wartości bezwzględnych wskaźnika Grahama względem wartości bezwzględnych jego mianownika ilustruje wzrost jego wartości wraz ze zbliżaniem się mianownika do zera (rys. 3). Tablica 1. Statystyki opisowe stężeń gazów i wskaźnika Grahama Table 1. Descriptive statistics of gas concentrations and Graham s index N ważnych Średnia Mediana Minimum Maksimum Dolny kwartyl Górny kwartyl Odch.std Tlen, % ,56 19,28 0,25 20,97 16,85 20,18 4,27 Azot, % ,95 79,01 1,40 96,59 76,45 79,63 10,98 CO, ppm Etylen, ppm ,13 0,04 0,01 36,30 0,02 0,09 1,23 Propylen, ppm ,08 0,04 0,01 7,83 0,02 0,08 0,28 Acetylen, ppm ,008 0,003 0,001 1,650 0,002 0,006 0,044 Wodór, ppm Graham ,0017 0,0011-0,4571 0,1143 0,0004 0,0026 0,0115 Tablica 2. Statystyki opisowe wskaźnik Grahama ujemny Table 2. Descriptive statistics negative Graham s index Zmienna N ważnych Średnia Minimum Maksimum Odch.std Etylen, ppm 20 0,06 0,01 0,52 0,12 Propylen, ppm 20 0,05 0,01 0,25 0,06 Acetylen, ppm 20 0,004 0,001 0,012 0,003 Wodór, ppm 20 1,5 0,5 2,7 0,7 CO, ppm 20 5,9 1,0 28,0 6,77 Tlen, % 20 19,01 4,03 20,97 3,86 Azot, % 20 71,23 15,12 78,92 14,50 0,265N 2 -O 2, % 20-0,1296-0,8724-0,0035 0,1964 Graham 20-0,0318-0,4571-0,0001 0,1007

104 Nr 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY 101 Bardzo wyraźny wzrost wartości wskaźnika Grahama obserwuje się w przedziale 0 < 0,265N 2 O 2 0,1. A więc dla mianownika poniżej 0,1 można spodziewać się wysokich wartości wskaźnika Grahama, nawet przy niskich stężeniach CO. Rys. 3. Wykres rozrzutu bezwzględnych wartości wskaźnika Grahama względem bezwzględnych wartości mianownika Fig. 3. Scatter diagram of Graham s index absolute values in relation to the denominator absolute values Z próby wydzielono dwie podgrupy, wyłączając z nich przypadki ujemne. Pierwszą podgrupę stanowiły przypadki należące do przedziału 0 < 0,265 N 2 O 2 0,1. Do drugiej podgrupy zaliczono pozostałe przypadki, czyli z przedziału 0,1 < 0,265 N 2 O 2. Podstawowe statystyki opisowe podgrup, uwzględniające stężenia gazów, wartości wskaźnika Grahama i jego mianownika przedstawiono w tablicy 3. Porównanie obu podgrup pod kątem rozkładów wartości wskaźnika Grahama, stężenia tlenu, CO, etylenu, propylenu, acetylenu i wodoru przedstawiono na histogramach (rys. 4a-g). Statystyki opisowe przedstawione w tablicy 3 wykazują, że w podgrupie pierwszej (0 < 0,265N 2 O 2 0,1) pojawiają się bardzo wysokie wartości wskaźnika Grahama (średnia 0,0186, max 0,1143, dolny kwartyl 0,0047, górny kwartyl 0,0169) przy niskich stężeniach CO (średnia 5 ppm, max 19 ppm), etylenu (średnia 0,02 ppm, max 0,06 ppm), propylenu (śred- Tablica 3. Statystyki opisowe stężeń gazów i wartości wskaźnika Grahama Table 3. Descriptive statistics of gas concentrations and Graham s index Zmienna N ważnych Średnia Mediana Min. Max Dolny Kwartyl Górny Kwartyl Odch.std 0 < 0,265N 2 O 2 0,1 Etylen, ppm 35 0,02 0,01 0,01 0,06 0,01 0,02 0,01 Propylen, ppm 34 0,02 0,01 0,01 0,1 0,01 0,03 0,02 Acetylen, ppm 35 0,003 0,002 0,001 0,015 0,001 0,003 0,003 CO, ppm ,3 Tlen, % 35 18,2 20,8 0,3 20,9 19,8 20,9 6,4 Azot, % 35 68,9 78,7 1,4 79,1 74,8 79,0 24,1 Wodór, ppm 35 1,6 1,4 0,5 3,6 1,1 2 0,7 0,265N 2 -O 2, % 35 0,054 0,0601 0,0018 0,0988 0,0123 0,0841 0,0351 Graham 35 0,0186 0,0097 0,001 0,1143 0,0047 0,0169 0,0259 0,1 < 0,265N 2 O 2 Etylen, ppm ,14 0,04 0,01 36,3 0,02 0,09 1,24 Propylen, ppm ,09 0,04 0,01 7,83 0,02 0,08 0,29 Acetylen, ppm ,008 0,003 0,001 1,65 0,002 0,006 0,045 CO, ppm , Tlen, % ,5 19,3 0,3 20,8 16,8 20,1 4,2 Azot, % ,1 79 2,4 96,6 76,6 79,7 10,5 Wodór, ppm ,9 2,4 0, ,4 5,3 56,6 0,265N 2 -O 2, % ,6391 1,3777 0, ,6964 0,6323 3,3397 3,2518 Graham ,0017 0, ,0637 0,0004 0,0025 0,0024 Rys. 4a. Histogram wskaźnika Grahama dla przedziału 0 < 0,265N 2 O 2 0,1 oraz 0,1 < 0,265N 2 O 2 Fig. 4a. Histogram of Graham s index for the interval of 0 < 0,265N 2 O 2 0,1 and 0,1 < 0,265N 2 O 2

105 102 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2014 Rys. 4b. Histogram stężenia tlenu dla przedziału 0 < 0,265N 2 O 2 0,1 oraz 0,1 < 0,265N 2 O 2 Fig. 4b. Histogram of oxygen concentration for the interval of 0 < 0,265N 2 O 2 0,1 and 0,1 < 0,265N 2 O 2 Rys. 4c. Histogram stężenia CO dla przedziału 0 < 0,265N 2 O 2 0,1 oraz 0,1 < 0,265N 2 O 2 Fig. 4c. Histogram of CO concentration for the interval of 0 < 0,265N 2 O 2 0,1 and 0,1 < 0,265N 2 O 2 Rys. 4d. Histogram stężenia etylenu dla przedziału 0 < 0,265N 2 O 2 0,1 oraz 0,1 < 0,265N 2 O 2 Fig. 4d. Histogram of ethylene concentration for the interval of 0 < 0,265N 2 O 2 0,1 and 0,1 < 0,265N 2 O 2 Rys. 4e. Histogram stężenia propylenu dla przedziału 0 < 0,265N 2 O 2 0,1 oraz 0,1 < 0,265N 2 O 2 Fig. 4e. Histogram of propylene concentration for the interval of 0 < 0,265N 2 O 2 0,1 and 0,1 < 0,265N 2 O 2

106 Nr 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY 103 Rys. 4f. Histogram stężenia acetylenu dla przedziału 0 < 0,265N 2 O 2 0,1 oraz 0,1 < 0,265N 2 O 2. Fig. 4f. Histogram of acetylene concentration for the interval of 0 < 0,265N 2 O 2 0,1 and 0,1 < 0,265N 2 O 2 Rys. 4g. Histogram stężenia wodoru dla przedziału 0 < 0,265N 2 O 2 0,1 oraz 0,1 < 0,265N 2 O 2. Fig. 4g. Histogram of hydrogen concentration for the interval of 0 < 0,265N 2 O 2 0,1 and 0,1 < 0,265N 2 O 2 nia 0,02 ppm, max 0,10 ppm), acetylenu (średnia 0,003 ppm, max 0,015 ppm) i wodoru (średnia 1,6 ppm, max 3,6 ppm). Analiza tej podgrupy pozwala stwierdzić, że większość przypadków ma wysoką wartość wskaźnika Grahama wskazującą na bardzo duże zagrożenie pożarowe. Prawie 75 % przypadków ma wartość wskaźnika Grahama co najmniej 0,0047 (dolny kwartyl) i zostały one sklasyfikowane jako przypadki o podwyższonym stopniu zagrożenia pożarowego, a niektóre z nich jako pożar. Jednak takiego zagrożenia nie potwierdzają stężenia CO, węglowodorów i wodoru. Ich stężenia były niskie i świadczyły o braku zagrożenia pożarowego np. maksymalne stężenie CO nie przekraczało 19 ppm, etylenu 0,06 ppm, wodoru 3,6 ppm. Inaczej sytuacja przedstawia się w drugiej podgrupie, czyli w przedziale 0,1 < 0,265N 2 O 2. Tutaj obok wysokich wartości wskaźnika Grahama (średnia 0,0017, max 0,0637, górny kwartyl 0,0025) występują także wysokie stężenia CO (średnia 40,4 ppm, max 1746 ppm, górny kwartyl 43 ppm), etylenu (średnia 0,14 ppm, max 36,3 ppm), propylenu (średnia 0,09 ppm, max 7,83 ppm), acetylenu (średnia 0,008 ppm, max 1,65 ppm) i wodoru (średnia 7,9 ppm, max 1800 ppm). Rozkład wartości wskaźnika Grahama w odniesieniu do rozkładu stężeń CO, wodoru i węglowodorów nie budzi zastrzeżeń, jak to miało miejsce w przypadku podgrupy pierwszej (0 < 0,265N 2 O 2 0,1). Można stwierdzić, że wysokie wartości wskaźnika Grahama są w tych przypadkach potwierdzone przez wysokie stężenia CO, wodoru oraz węglowodorów. Z przeprowadzonej analizy wynika, że wskaźnik Grahama jest wyraźnie zawyżany, kiedy wartość jego mianownika należy do przedziału 0 < 0,265N 2 O 2 0,1. Takie przypadki byłyby błędnie sklasyfikowane pod kątem stopnia zagrożenia pożarowego w oparciu o wskaźnik Grahama, tj. zagrożenie pożarowe zostałoby określone jako znacznie wyższe niż w rzeczywistości. W tablicy 4 podano przykłady takiej klasyfikacji. 4. Wskaźnik ubytku tlenu według Poradnika Górnika W Poradniku Górnika podany jest warunek, że wskaźnik Grahama obliczony dla próbek powietrza o małym wskaźniku ubytku tlenu ( DO 2 ) < 1% wykazuje znaczne Tablica 4. Przykłady nieprawidłowej klasyfikacji zagrożenia pożarowego wg wskaźnika Grahama Table 4. Examples of incorrect classification of fire hazard according to Graham s index Opis punktu Etylen ppm Propylen ppm Acetylen ppm CO ppm Tlen % Azot % CO 2 % Metan % Wodór ppm 0,265N 2 -O 2 % Graham zawał 0,02 0,01 0, ,92 78,95 0,07 0,06 1,3 0,0018 0,1143 zawał 0,02 0,02 0, ,45 73,44 0,38 6,7 1,5 0,0116 0,1034 zawał 0,02 0,02 0, ,36 76,87 0,44 2,33 1,2 0,0414 0,0758 zawał 0,01 0,01 0, ,86 78,73 0,14 0,27 2,8 0,0035 0,0290 zawał 0,01 0,01 0, ,04 75,72 0,15 4,06 3,6 0,0258 0,0233 zawał 0,02 0,02 0, ,77 74,76 0,19 5,27 1,5 0,0414 0,0169

107 104 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2014 Tablica 5. Statystyki opisowe stężeń gazów i wartości wskaźnika Grahama z uwzględnieniem warunku ( ΔO 2 ) < 1% Table 5. Descriptive statistics of gas concentrations and Graham s index considering the condition ( ΔO 2 < 1%) Zmienna N ważnych Średnia Mediana Min. Max Dolny Kwartyl Górny Kwartyl Odch.std 0 < 0,265N 2 O 2 <1 CO, ppm 757 8, ,0 10,0 10,2 Tlen, % ,60 20,33 0,25 20,92 19,98 20,58 3,18 Azot, % ,84 78,96 1,40 79,74 77,39 79,22 12,05 0,265N 2 -O 2, % 757 0,4999 0,4683 0,0018 0,9921 0,2877 0,6997 0,2548 Graham 757 0,0024 0,0010 0,0001 0,1143 0,0004 0,0022 0, ,265N 2 O 2 CO, ppm , ,0 77,0 94,7 Tlen, % ,24 17,92 0,32 20,11 15,03 19,29 4,37 Azot, % ,11 79,22 5,68 96,59 75,90 80,06 10,16 0,265N 2 -O 2, % ,9282 2,5845 0, ,6964 1,4915 5,1337 3,5477 Graham ,0018 0,0013 0,0000 0,0637 0,0005 0,0027 0,0026 wahania, które utrudniają interpretację wyników analiz próbek powietrza [6]. Jeżeli przyjmiemy, że mianownik wskaźnika Grahama jest odpowiednikiem wskaźnika ubytku tlenu wg [6], czyli ( DO 2 ) 0,265N 2 O 2, to dla posiadanej próby statystycznej przypadki, dla których ( DO 2 ) < 1 % stanowiły aż 38,9% (tabl. 5). Jest to duży procent, który oznacza, że około 4. próbki z 10. cechują się niepewnym wynikiem. Można więc przypuszczać, że zalecenie podane w Poradniku Górnika, które sformułowano kilkadziesiąt lat temu było prawidłowe dla ówczesnych warunków przewietrzania charakteryzujących się małą intensywnością i często dużą niestabilnością. W oparciu o dysponowaną 1962 elementową próbę trudno znaleźć uzasadnienie tego kryterium. Chcąc go uwzględnić, to należałoby odrzucić około 40 % przypadków z próby, co stawia pod znakiem zapytania zasadność stosowania wskaźnika Grahama jako jednego z podstawowych narzędzi służących do określania stopnia zagrożenia pożarowego. 5. Zmodyfikowany wskaźnik Grahama Przeprowadzono również analizę zmodyfikowanego wskaźnika Grahama przyjmując założenie, że zostanie on obliczony nie wg wzoru (4), tylko w oparciu o (1) z następującej zależności [1, 6], (9) gdzie (obieg) oznacza próbkę powietrza pobraną na wlocie do rejonu. Właściwości wzoru (9) są podobne jak analizowanych funkcji (5) i (6). Można się więc spodziewać, że podobnie jak dla wskaźnika Grahama, tak i tu pojawią się wartości nietypowe. Aby to sprawdzić sporządzono 176, elementową próbę zawierającą wyniki analiz próbek powietrza pobieranych na wlocie, wylocie i ze zrobów ścian, która posłużyła do analizy wskaźnika (9). Wyniki statystyk opisowych podano w tabl. 6. Stwierdzono, że dla wskaźnika zmodyfikowanego G (zmodyf) liczonego wg (9): pojawiają się wartości zawyżone, np. G (zmodyf) = 0,0100 (przy wartości mianownika 0,02), natomiast odpowiadający tej próbce wskaźnik Grahama wynosił G = 0,0017 (przy wartości mianownika 0,17); możemy otrzymać wartość równą zero. Sytuacja taka występuje, gdy oznaczone stężenia CO w obiegu i zrobach nie różnią się; możemy otrzymać wartość nieoznaczoną. Występuje to w przypadku, kiedy stężenia O 2 w obiegu i zrobach nie różnią się (dzielenie przez zero). Porównanie wskaźnika Grahama z jego zmodyfikowaną wersją w oparciu o analizę wartości z tablicy 6 mogłoby sugerować, że oba wskaźniki dają bardzo zbliżone wyniki. Jednak analiza dobroci dopasowania pomiędzy wskaźnikami wykazała, że pomimo małej wartości odchylenia liczonego metodą najmniejszych kwadratów (0,000001) i odchylenia przeciętnego (0,0006) otrzymujemy stosunkowo duże wartości względnego błędu kwadratowego (0,0096) i błędu całkowitego względnego (0,0324). Korelacja pomiędzy wskaźnikami jest równa 0,87. Jest ona wprawdzie wysoka, ale wynika z niej, że 13 % przypadków jest nieskorelowanych. Dla porównywalnych stężeń CO pojawiają się więc przypadki mocno odstające (rys. 5), np: wskaźnik zmodyfikowany liczony wg (9) wynosi 0,0100 (dla DCO = 2ppm) zaś wskaźnik Grahama (4) wynosi 0,0017 (dla CO = 3ppm); Tablica 6. Statystyki opisowe wartości zmodyfikowanego wskaźnika (9) i wskaźnika Grahama Table 6. Descriptive statistics of the modified index (9) and the Graham s index N ważnych Średnia Mediana Minimum Maksimum Dolny Górny Odch.std CO (zroby) ,7 69, , ,6 CO (zroby) - CO (obieg) ,8 68, , ,1 O 2(zroby) - O 2(obieg) 176 4,30 2, ,23 1,68 5,93 4,06 G (zmodyf) 175 0,0026 0, ,0139 0,0014 0,0034 0,0020 GRAHAM 176 0,0027 0,0024 G<0,0000 0,0124 0,0012 0,0036 0,0018

108 Nr 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY 105 wskaźnik zmodyfikowany liczony wg (9) wynosi 0,0053 (dla DCO = 17ppm) zaś wskaźnik Grahama (4) wynosi 0,0034 (dla CO = 20ppm). Z przeprowadzonej analizy wynika, że zmiana sposobu obliczania wskaźnika Grahama przez zastosowanie wzoru (9) nie eliminuje występowania nietypowych przypadków (zawyżonych, nieoznaczonych lub równych zero). Dodatkowo pojawia się problem, czy kryteria stosowane dla wskaźnika Grahama można bezpośrednio przenieść na wskaźnik zmodyfikowany (9). Na rysunku 5 widać, że prosta reprezentująca zależność liniową pomiędzy wskaźnikami odbiega od zależności y = x. Wykonana analiza wskazuje, że doświadczenia nabytego przy interpretowaniu wskaźnika Grahama nie należy bezpośrednio przenosić na jego wersję zmodyfikowaną (9). Zalecana jest tu ostrożność i posiłkowanie się np. wynikami precyzyjnej analizy chromatograficznej. Rys. 5. Wykres rozrzutu wartości wskaźnika Grahama zmodyfikowanego (9) względem wskaźnika Grahama (4). Fig. 5. Scatter diagram of the modified Graham s index values (9) in relation to the regular Graham s index Grahama. Stężenia tych gazów były niskie i nie wskazywały na występowanie zagrożenia pożarowego, np. stężenie CO nie przekraczało 19 ppm, etylenu 0,06 ppm, a wodoru 3,6 ppm. Większość próbek z przedziału 0 < 0,265N 2 O 2 0,1 zostałaby w oparciu o wskaźnik Grahama błędnie sklasyfikowana, tj. zagrożenie pożarowe byłoby określone jako znacznie wyższe niż w rzeczywistości. Wskazane jest aby sprawdzać mianownik wskaźnika Grahama i jeżeli wartość mianownika będzie zawierała się w przedziale 0 < 0,265N 2 O 2 0,1, to zaleca się skorygowanie oceny stanu zagrożenia pożarowego w oparciu o inne kryteria, np. wyniki precyzyjnej analizy chromatograficznej. Częste występowanie ujemnych lub bezzasadnie zawyżonych wartości wskaźnika Grahama powinno skutkować zmianą sposobu lub miejsca pobierania próbek powietrza. Warunek mówiący że wskaźnik Grahama obliczony dla próbek powietrza o małym wskaźniku ubytku tlenu ( DO 2 ) < 1 % wykazuje znaczne wahania, które utrudniają interpretację wyników analiz próbek powietrza podany w Poradniku Górnika nie znajduje uzasadnienia w dzisiejszych systemach przewietrzania kopalń. Przyjęcie bowiem takiego warunku skutkuje odrzuceniem około 40 % przypadków z 1962 elementowej próby. Stawiałoby to pod znakiem zapytania stosowanie wskaźnika Grahama jako jednego z podstawowych narzędzi służących do określania stopnia zagrożenia pożarowego. Analiza zmodyfikowanego wskaźnika Grahama (9) wykazała, że taka zmiana sposobu jego wyznaczania nie wyklucza wystąpienia nietypowych przypadków. Dodatkowo pojawia się problem, czy stosowane kryteria dla wskaźnika Grahama można bezpośrednio przenieść na zmodyfikowany wskaźnik (9). Z analizy porównawczej obu wskaźników wynika, że doświadczenie nabyte przy interpretowaniu wskaźnika Grahama nie powinno być bezpośrednio przenoszone na jego wersję zmodyfikowaną (9). Zalecana jest ostrożność i posiłkowanie się np. wynikami precyzyjnej analizy chromatograficznej. Następstwem niniejszego artykułu będzie przeprowadzenie analizy w celu określenia wartości mianownika, od której można (z odpowiednio dużym prawdopodobieństwem) mówić o zawyżaniu poziomu zagrożenia pożarowego przez wskaźnik Grahama. 6. Podsumowanie Pojawiające się ujemne lub bezzasadnie bardzo wysokie wartości wskaźnika Grahama wynikają z własności wzoru, z którego wyznacza się ten wskaźnik (4). Kiedy bowiem mianownik wskaźnika przyjmuje wartości: ujemne (0,265N 2 < O 2 ), to otrzymujemy ujemne wartości wskaźnika Grahama; bardzo małe (0,265N 2 O 2 0), wtedy otrzymujemy bardzo wysokie wartości wskaźnika Grahama i to niezależnie od stężenia CO. Ujemne wartości wskaźnika Grahama występują zarówno w warunkach niskiego jak i podwyższonego poziomu zagrożenia pożarowego. Zawyżanie stopnia zagrożenia pożarowego przez wskaźnik Grahama widoczne jest szczególnie w przedziale 0 < 0,265N 2 O 2 0,1. W podanym przedziale prawie 75 % przypadków miało wartość wskaźnika Grahama powyżej 0,0047, co oznacza podwyższony stopień zagrożenia pożarowego lub nawet pożar (G max = 0,1143). Dokładna analiza stężeń CO, etylenu, propylenu, acetylenu oraz wodoru wykluczyła taką interpretację ponieważ ich rozkład w żaden sposób nie koresponduje z rozkładem wartości wskaźnika Literatura 1. Brady, D.: Problems with Determining Oxygen Deficiencies in Ratios Used for Assessing Spontaneous Combustion Activity in Aziz. Coal Operators' Conference, University of Wollongong & the Australasian Institute of Mining and Metallurgy, 2008, , Coal Cygankiewicz J.: Ocena rozwoju ognisk samozagrzewania na podstawie precyzyjnej analizy chemicznej prób powietrza kopalnianego. Prace Naukowe Głównego Instytutu Górnictwa, nr 14, str , Cygankiewicz J., Gapiński D.: Analiza metod oceny zagrożenia pożarami endogenicznymi przyjętych w górnictwie polskim na tle rozwiązań stosowanych w innych krajach. Zagrożenia aerologiczne w kopalniach węgla kamiennego profilaktyka, zwalczanie, modelowanie, monitoring, str , Mazur M.: Systemy ochrony powietrza. Wydawnictwa Naukowo- Dydaktyczne, Kraków. 5. Wacławik J., Cygankiewicz J., Branny M.: Niektóre zagadnienia pożarów endogenicznych. Biblioteka szkoły eksploatacji podziemnej, Paca zbiorowa: Poradnik Górnika t. III, str Rozporządzenie Ministra Gospodarki z dnia 28 czerwca 2002 r. w sprawie bezpieczeństwa i higieny pracy, prowadzenia ruchu oraz specjalistycznego zabezpieczenia przeciwpożarowego w podziemnych zakładach górniczych wraz z późniejszymi zmianami.

109 106 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2014 UKD : : : Analiza decyzji technologicznych podejmowanych w zakresie zarządzania złożem węglowodorów przy dowiercaniu, opróbowaniu i udostępnianiu złóż Analysis of technology decisions within the scope of hydrocarbons resource management by well completion, drill-stem test and first working Prof. dr hab. inż.stanisław Dubiel* ) Dr hab. inż. Barbara Uliasz-Misiak* ) Treść: W publikacji przedstawiono podstawy teoretyczne oraz elementy zintegrowanego zarządzania złożem węglowodorów, z uwzględnieniem stosowanych technologii, źródeł danych, narzędzi badawczych oraz składu zespołu zarządzającego. Na podstawie analizy danych przemysłowych oraz doświadczeń własnych autorów, sformułowano zakresy problemowe odpowiednio dowiercania i opróbowania złóż węglowodorów. Dowiercanie, opróbowanie i udostępnianie skał zbiornikowych realizowane na etapie poszukiwania i rozpoznania złoża węglowodorów cechują się dużym stopniem ryzyka wystąpienia awarii i komplikacji. Odpowiednie zarządzanie tymi pracami jest kluczowe z punktu widzenia decyzyjnego pod kątem realizacji kolejnych etapów działalności górnictwa naftowego. W postaci opracowanego schematu blokowego, w problematyce procesu dowiercania złoża węglowodorów, rozróżniono aspekt bezpieczeństwa dla załogi, środowiska naturalnego i dla zasobów, w nawiązaniu do odpowiednich regulacji prawnych oraz aspekt źródłowego i bieżącego pozyskiwania w tym procesie danych geologiczno-złożowych stanowiących podstawę zintegrowanego zarządzania złożem. W postaci drugiego schematu blokowego przedstawiono problematykę dotyczącą techniki i technologii udostępniania złoża węglowodorów oraz elementy decyzyjne zalecane podczas analizy produktywności poziomów roponośnych i gazonośnych, a także wyznaczania tych poziomów do zabiegów stymulacji wydobycia, albo też do likwidacji udostępnionego poziomu lub całego odwiertu poszukiwawczego. Schemat ten, mimo koniecznych uogólnień, opracowano na podstawie analizy szczegółowych rozwiązań przemysłowych stosowanych w kraju i zagranicą. Abstract: This paper presents the theoretical basis and elements of the integrated hydrocarbons resource management, taking into account the applied technologies, data sources, research tools and the executive management team. Basing on the analysis of the industrial data and own experience of the authors, the scope of matters concerning well completion and drill-stem test was determined. Well completion, drill-stem test and first working of reservoir rocks implemented in the stage of prospecting and recognition of hydrocarbons resource are characterized by substantial degree of risk of any emergency occurrence. Proper management of these tasks is crucial from the decision-making point of view to implement next stages concerning oil mining activities. The problem of well completion of hydrocarbons resource was illustrated with a block diagram which presents separately the aspect of safety of, among others, the crew, natural environment and resources with attention to relevant provisions of the law, and the aspect of source and current acquisition of the resource and geological data as the fundamental element for integrated resource management. The second block diagram presents the problem of technique and technology of hydrocarbons resource first working and decision-making factors advisable for the analysis of productivity of oil and gas horizons as well as the determination of these horizons for mining stimulation or the liquidation of the available horizon or the complete exploratory borehole. Despite necessary generalizations, this diagram was developed on the basis of the analysis of detailed industrial solutions applied in Poland and abroad. Słowa kluczowe: zarządzanie złożem, ropa naftowa, gaz ziemny, dowiercanie, opróbowanie i udostępnianie Key words: resource management, crude oil, natural gas, well completion, drill-stem test and first working * ) AGH w Krakowie.

110 Nr 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY Wprowadzenie Działalność górnictwa naftowego: poszukiwanie realizowane jest w trzech podstawowych etapach: poszukiwaniu, rozpoznawaniu i eksploatacji złoża kopaliny. Każdy z nich charakteryzuje się odrębnymi procedurami decyzyjnymi. Na etapie poszukiwania i rozpoznania decyzje w zakresie technologii dowiercania, opróbowania i udostępniania wpływają na specyfikę zarządzania złożem węglowodorów. Pojęcie zarządzania złożem węglowodorów zostało wprowadzone w latach 70. XX wieku i oznacza wykorzystanie wszelkich możliwych środków (ludzkich, technicznych, technologicznych, organizacyjnych) w celu maksymalizacji zysków z eksploatacji złoża przy minimalizacji nakładów kapitałowych i kosztów operacyjnych [9] oraz maksymalizacji współczynnika sczerpania. Proces zarządzania złożem węglowodorów, jest wieloletni i złożony. Rozpoczyna się od prac poszukiwawczych, które prowadzą do odkrycia złoża, poprzez prace rozpoznawcze mające na celu udokumentowanie złoża, eksploatację złoża, aż do jego likwidacji, w połączeniu z rekultywacją terenu pogórniczego. Osiągnięcie sukcesu ekonomicznego i optymalne wykorzystanie zasobów złoża możliwe jest dzięki zastosowaniu zintegrowanego systemu zarządzania złożem. Celem publikacji jest opis problemowy zarządzania złożem oraz procedur systemu decyzyjnego na etapach dowiercania, opróbowania i udostępniania złóż ropy naftowej i gazu ziemnego. 2. Proces zarządzania złożem dowiercaniu, opróbowaniu i udostępnianiu złóż węglowodorów Prace wiertnicze (dowiercanie, opróbowanie i udostępnianie skał zbiornikowych) realizowane na etapie poszukiwania i rozpoznania złoża węglowodorów charakteryzują się dużym stopniem ryzyka wystąpienia awarii i komplikacji [4, 5]. Wykonywane podczas tych etapów prace geologiczne mają na celu stwierdzenie występowania i wstępne udokumentowanie złoża węglowodorów. Odpowiednie zarządzanie tymi pracami jest kluczowe z punktu widzenia decyzyjnego pod kątem realizacji kolejnych etapów działalności górnictwa naftowego. Pewne formy zarządzania złożem były realizowane od dawna, ale tylko w takich przypadkach, gdy planowano działania związane z dużymi nakładami finansowymi (np. zagospodarowanie złoża lub stosowanie wtórnych metod eksploatacji). Tego rodzaju zarządzanie nie było realizowane w sposób zintegrowany, różne dyscypliny realizowały swoje działania oddzielnie. Do lat 70. XX wieku inżynierię złożową uważano za główny element w zarządzaniu złożem. W latach późniejszych koncepcja ta ewoluowała. Obecnie zarządzanie złożem to działanie zespołu interdyscyplinarnego, w skład którego wchodzą specjaliści z różnych dziedzin (inżynierowie, specjaliści od zarządzania i ochrony środowiska oraz ekonomiści i prawnicy). Postęp w badaniach geofizycznych, geologii, petrofizyce, inżynierii złożowej oraz rozwój technik komputerowych umożliwiają doskonalenie zarządzania złożem [9, 10]. Zarządzanie złożem integruje zagadnienia nauk o Ziemi i inżynierii, obejmuje ono: zasoby ludzkie, technologię, narzędzia i dane źródłowe (rys. 1). Jego podstawą jest połączenie: wymiany informacji, realizacji przyjętych idei, wspólnego wspomagania działań oraz działań zespołowych. Lepsze narzędzia oraz nowe technologie, takie jak stacje robocze i zintegrowane oprogramowanie, mogą minimalizować bariery pomiędzy poszczególnymi dyscyplinami i tworzyć połączenia pomiędzy specjalistami nauk o Ziemi i inżynierami. Dzięki tej integracji możliwe jest sprawdzenie i walidacja interpretacji sejsmicznej i geologicznej już na etapie prac poszukiwawczych. Tradycyjnie przy poszukiwaniu złóż węglowodorów dane otrzymywane z różnych źródeł były przetwarzane i analizowane oddzielnie, w efekcie uzyskiwano kilka różnych modeli geologiczny, geofizycznych, eksploatacyjnych i złożowych. Rys. 1. Integracja zasobów ludzkich, technologii, danych w zarządzaniu złożem (na podst. Satter, Thakur 1994 ze zmianami) Fig. 1. Integration of human resources, technology and data in the resource management (after Satter, Thakur 1994 with changes)

111 108 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2014 Znaczący postęp, który dokonał się w przemyśle naftowym doprowadził do zintegrowania tych modeli, w celu udoskonalenia procesów poszukiwania i rozpoznania złóż ropy naftowej i gazu ziemnego. Uwarunkowania środowiskowe musi się uwzględniać na wszystkich etapach prac związanych z poszukiwaniem i eksploatacją złóż węglowodorów, stąd stanowią one ważny element zarządzania złożem. Występowanie akumulacji ropy naftowej lub gazu ziemnego na obszarze chronionym może uniemożliwić jej rozpoznanie i przyszłą eksploatację (parki narodowe lub rezerwaty) lub znacznie utrudnić prace (parki krajobrazowe lub obszar NATURA 2000) [11]. Ważnym zagadnieniem jest również minimalizowanie wpływu prac poszukiwawczych i eksploatacyjnych na środowisko naturalne i ludzi do czego zobowiązuje operatorów Prawo Geologiczne i Górnicze [8]. Zarządzanie złożem powinno się rozpocząć w momencie jego odkrycia pracami poszukiwawczymi (geofizycznymi i wiertniczymi), jednak nigdy nie jest za późno, aby zainicjować dobrze przemyślany, zaplanowany i skoordynowany program zarządzania. Wczesne rozpoczęcie tego procesu zapewnia nie tylko lepsze projektowanie, wdrażanie, monitorowanie i ocenę efektywności prowadzenia prac, ale również ogranicza nakłady finansowe, a w dłuższej perspektywie czasowej pozwala na zwiększenie zysków. W początkowym okresie zintegrowanego zarządzania złożem najistotniejsza jest poprawność podejmowania decyzji w zakresie technologii dowiercania, opróbowania, udostępniania złóż ropy naftowej lub gazu ziemnego, prowadzących do osiągnięcia zadawalającego wyniku w postaci udokumentowania zasobów, przy jednoczesnym zachowaniu bezpieczeństwa pracy ludzi oraz zasad ochrony środowiska naturalnego. Podstawowym celem zintegrowanego zarządzania złożem węglowodorów na etapach jego dowiercania, opróbowania i udostępniania jest akwizycja danych pod kątem optymalizacji ekonomicznej procesu przyszłego zagospodarowania i eksploatacji złoża. Optymalizację taką można zrealizować w wyniku następujących działań elementarnych: opracowanie profilu geologicznego otworu poszukiwawczego i wydzielenie poziomów skał zbiornikowych, rozpoznanie perspektywiczności i charakterystyka produktywności poziomów skał zbiornikowych w profilu geologicznym otworu oraz ocena właściwości filtracyjnych tych skał i parametrów złożowych; specyfikacja wykonanych i ustalenie zakresu planowanych prac wiertniczych w otworach poszukiwawczych lub rozpoznawczych; zmniejszenie liczby nieuzasadnionych wierceń oraz badań i pomiarów; typowanie poziomów produktywnych do zabiegów intensyfikacji przypływu płynu złożowego, na podstawie analizy danych z testów otworowych i złożowych; dokumentowanie zasobów złóż w odpowiedniej kategorii. 3. Procedury systemu decyzyjnego w dowiercaniu, opróbowaniu i udostępnianiu złóż węglowodorów 3.1. Procedury systemu decyzyjnego w zakresie dowiercania i opróbowania poziomów perspektywicznych w procesie poszukiwań naftowych W procesie wiercenia otworów geologiczno-poszukiwawczych realizuje się dwa podstawowe etapy technologiczne: dowiercanie poziomów perspektywicznych wydzielonych badaniami geologicznymi i geofizycznymi, oraz opróbowanie tych poziomów pod kątem oceny ich produktywności. Dowiercanie poziomów perspektywicznych obejmuje szereg operacji technologicznych, takich jak: przygotowanie płuczek, rdzeniowanie i pobieranie próbek okruchowych, prognozowanie stref o anomalnie wysokim ciśnieniu złożowym, pomiary geofizyczne oraz opróbowanie wydzielonych warstw perspektywicznych kablowymi lub rurowymi próbnikami złoża [4]. Mają one pozwolić na efektywne przebadanie otworu i właściwe udostępnienie poziomu zbiornikowego, a w końcowym etapie przeprowadzenie prac zakończeniowych, umożliwiających maksymalne wydobycie ropy naftowej lub/i gazu ziemnego. Dowiercanie ma na celu udostępnienie poziomów zbiornikowych z zachowaniem możliwie nienaruszonych warunków złożowych i rozpoczyna się od momentu nawiercenia skał ekranujących skały zbiornikowe i przewierceniu poziomu perspektywicznego, a kończy po opróbowaniu tego poziomu w nieorurowanym interwale. Rozróżnia się dwa podstawowe aspekty dowiercania (por. rys. 2): bezpieczeństwo prac wiertniczych i ochrona złoża; gromadzenie i przetwarzanie danych źródłowych. Bezpieczeństwo prac wiertniczych realizowane jest przez przestrzeganie parametrów technologii wiercenia, zapobieganie awariom i komplikacjom wiertniczym (erupcje, ucieczki płuczki, przychwycenia i uszkodzenia rur wiertniczych), odpowiedni dobór rodzaju oraz parametrów technologicznych płuczki wiertniczej. Ważnym zagadnieniem jest również przestrzeganie zasad BHP, ciągłe szkolenie załogi z zakresu BHP oraz zagrożenia erupcyjnego i gazowego (zwłaszcza siarkowodorowego), wyposażenie osobiste załogi oraz sygnalizacja świetlna i dźwiękowa [3]. Dobór wartości ciśnienia dennego wywieranego przez płuczkę w warunkach statycznych (gdy płuczka nie krąży w otworze) oraz w warunkach dynamicznych (krążenie płuczki, dławienie wypływu płuczki, zapuszczanie lub wyciąganie przewodu) wpływa znacząco na bezpieczeństwo prac wiertniczych. W kraju podczas dowiercania poziomów perspektywicznych stosowana jest technika obrotowa z zastosowaniem płuczki, w przypadku której szczególną uwagę zwraca się na dobór rodzaju i parametrów technologicznych płuczki wiertniczej oparty o analizę warunków geologicznych i złożowych oraz doświadczeń z dowiercania poziomów w poprzednich otworach. Istotnym warunkiem bezpieczeństwa prac wiertniczych oraz ochrony zasobów jest, aby wartość ciśnienia dennego p d nie przekroczyła wartości ciśnienia hydraulicznego szczelinowania skał p d <p sz. Nie spełnienie tego warunku grozi bowiem erupcją pozarurową lub ucieczką płuczki w szczeliny wytworzone w skale zbiornikowej i erupcją wstępną [6]. Niebezpieczeństwa te występują najczęściej podczas zbyt dużej prędkości zapuszczania rur wiertniczych, podczas zbyt dużego dławienia wypływu płynu z przestrzeni pierścieniowej (np. podczas likwidacji erupcji wstępnej metodą dwóch obiegów), a także w czasie intensywnego płukania otworu w przypadkach występowania w przestrzeni pierścieniowej otworu korków ze zwiercin skał ilastych. Poziomy perspektywiczne należy dowiercać z zachowaniem dużej ostrożności w celu ochrony naturalnej przepuszczalności skał zbiornika złożowego. Niewłaściwa technologia przewiercania poziomów zbiornikowych może spowodować zmniejszenie przepuszczalności skał strefy przyodwiertowej [2]. Podstawowe przyczyny uszkodzenia przepuszczalności skały zbiornikowej w strefie przyotworowej są następujące: blokowanie przestrzeni porowo-szczelinowej skały zbiornikowej przez cząstki stałe znajdujące się w płuczce, zwiększenie nasycenia przestrzeni porowej wodą (filtratem płuczki) powodujące zmniejszenie przepuszczalności względnej dla węglowodorów,

112 Nr 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY 109 Rys. 2. Schemat problemowy dowiercania poziomów produktywnych: p d ciśnienie denne podczas wiercenia, p sz ciśnienie szczelinowania, AWCZ anomalnie wysokie ciśnienie złożowe Fig. 2. Schematic problem of well completion of productive horizons: p d bottom pressure p sz fracture pressure, AWCZ abnormally high pressure powstawanie emulsji typu woda-ropa o wysokiej lepkości, pęcznienie minerałów ilastych pod wpływem wodnego filtratu płuczkowego ograniczające przepuszczalność skał zbiornikowych, wytrącanie się osadów soli w wyniku niezgodności chemicznej wodnego filtratu płuczkowego i wody złożowej. W niektórych przypadkach może spowodować to zahamowanie przypływu płynu złożowego do odwiertu, nawet przy zastosowaniu dużych depresji ciśnienia dennego (np. w skałach zbiornikowych porowo-szczelinowych). Za podstawowe kryteria doboru płuczki do dowiercania poziomu zbiornikowego przyjęto: wytworzenie planowanej represji (lub depresji) ciśnienia na poziom zbiornikowy, ochronę przepuszczalności skały zbiornikowej w strefie przyotworowej oraz zapobieganie powstawaniu erupcji wstępnej oraz ucieczek płuczki. W przypadku dowiercania poziomów roponośnych o anomalnie niskim gradiencie ciśnienia złożowego (mniejszym od 0,0098 MPa/m) stosować można płuczki olejowe lub pianowe. Możliwe jest wówczas dowiercanie w warunkach podciśnienia na spodzie otworu (depresja ciśnienia). Ochrona przepuszczalności skały zbiornikowej realizowana jest przez: stosowanie płuczek o małej: zawartości fazy stałej, filtracji i lepkości oraz minimalizację czasu oddziaływania płuczki pod ciśnieniem na skały zbiornikowe, stosowanie

113 110 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2014 blokatorów i polimerów regulujących przepuszczalność względną skał; unikanie nagłych zmian ciśnienia płuczki ze względu na możliwość zamykania i rozwierania się szczelin w skałach zbiornikowych; stosowanie depresji ciśnienia płuczki podczas dowiercania poziomów skał zbiornikowych o niskim gradiencie ciśnienia złożowego. W wyniku stosowania blokatorów (np. węglanowych) dodawanych do płuczki wiertniczej zapobiegać można ucieczkom płuczki oraz erupcjom wstępnym, zwłaszcza podczas przewiercania szczelinowo-porowych skał zbiornikowych. Prognozowanie stref o anomalnie wysokim ciśnieniu porowym (AWCP) lub złożowym (AWCZ) podczas przewiercania skał zbiornikowych (porowatych i przepuszczalnych) lub ekranujących umożliwia między innymi dobór gęstości płuczki, konstrukcji otworu wiertniczego i wyposażenia przeciwerupcyjnego oraz zapobieganie powstawaniu awarii wiertniczych (przychwyceń rur, erupcji otwartych i pozarurowych oraz ucieczek płuczki i in.). Prognozowanie to realizuje się na podstawie danych z profilowania: mechanicznej prędkości wiercenia, wykładnika potęgowego w równaniu na zwiercalność skał, wytrzymałości skał na rozerwanie oraz z erupcji wstępnej. Odchylanie trajektorii otworów pionowych na kierunkowe lub horyzontalne realizuje się w przypadkach: powstawania stożków wodnych lub gazowych, przychwycenia przewodu wiertniczego, występowania kilku systemów szczelin w poziomach szczelinowo-porowych skał zbiornikowych oraz nawiercania zawodnionej strefy poziomu perspektywicznego. Dobór prędkości ruchu rurami wiertniczymi (rury płuczkowe, okładzinowe, wydobywcze) w otworze wypełnionym płuczką wiertniczą ma na celu zapobieganie wystąpieniu erupcji wstępnej płynu złożowego, albo zawodnienia otworu podczas zbyt szybkiego wyciągania rur oraz ucieczce płuczki i erupcji pozarurowej podczas zbyt szybkiego zapuszczania rur. Opróbowanie poziomu perspektywicznego rurowym próbnikiem złoża w procesie dowiercania polega na wykonaniu krótkotrwałych (60 90 min) testów przypływu płynu i odbudowy ciśnienia dennego ( min). Na podstawie testów przypływu określa się wydatek przypływu oraz wskaźnik wydajności, dzięki temu ocenić można produktywność poziomu perspektywicznego. Na podstawie wyników testu odbudowy ciśnienia dennego określa się parametry złożowe (a zwłaszcza ciśnienie złożowe i przepuszczalność skał), a także parametry zmian przepuszczalności (uszkodzenie, polepszenie), takie jak skin-efekt, promień strefy złoża o uszkodzonej przepuszczalności, granice złoża i inne [5]. Pobrane z próbnika próby płynu złożowego (gaz, ropa, woda) przekazywane są do badań laboratoryjnych. Analizując wartości skin-efektu oraz promienia strefy kolmatacji określone na podstawie dwucyklowych opróbowań można typować badany poziom perspektywiczny do zabiegów pobudzania lub intensyfikacji przypływu płynu złożowego [7]. Opróbowanie poziomów perspektywicznych rurowymi próbnikami złoża (RPZ) wykonuje się w trakcie wiercenia otworu geologiczno-poszukiwawczego, lub po jego zakończeniu. Na etapie dowiercania jest ono prowadzone w nieorurowanych odcinkach otworu wiertniczego [1]. Stosowane w poszukiwaniach naftowych kablowe próbniki złoża (zapuszczane na kablu geofizycznym do otworu wiertniczego) umożliwiają pobranie próbki płynu o objętości od kilkunastu do kilkudziesięciu litrów ze strefy przyodwiertowej, w celu zbadania obecności węglowodorów w tej próbce i ustalenia kolejności stratygraficznej (poziom zbiornikowy ekran) oraz zarejestrowanie krzywej wzrostu ciśnienia dennego dla oszacowania wielkości ciśnienia złożowego. W wyniku opróbowania poziomu perspektywicznego kablowym próbnikiem złoża uzyskuje się próbkę płynu składającą się głównie z płuczki wiertniczej i filtratu ze strefy przyodwiertowej. Bituminy w ilościach minimalnych można wykryć w próbce, wykonując jej szczegółową analizę laboratoryjną. Na podstawie analizy i interpretacji danych uzyskanych na etapie poszukiwań naftowych podejmuje się decyzję o udostępnieniu poziomu zbiornikowego (rurowanie, cementowanie, perforacja lub zaniechania tego udostępnienia (uzyskując oszczędności ekonomicznej)). Podczas dowiercania i opróbowania poziomów perspektywicznych gromadzi się i przetwarza dane, które są uzyskiwane z następujących źródeł: laboratorium kontrolno-pomiarowego (systemu rejestrującego, umożliwiającego automatyczny monitoring oraz gromadzenie i przetwarzanie danych geologiczno-złożowych i wiertniczych) badań geologicznych (analiz rdzeni i prób okruchowych, objawów węglowodorów, i obserwacji płuczki); badań geofizyki otworowej, która dostarcza szereg informacji o właściwościach zbiornikowych skał; erupcji wstępnych możemy uzyskać informacje o złożu (wartości ciśnienia złożowego i rodzaju płynu złożowego); badań kablowymi i rurowymi próbnikami złoża, testów hydrodynamicznych wykonywanych u wylotu odwiertu (próbna eksploatacja) Zakres problemowy i wynikowy opróbowania i udostępniania w wybranych pracach rozpoznawania złóż węglowodorów Udostępnianie złoża do eksploatacji może być realizowane odwiertem pionowym lub kierunkowym, nieorurowanym lub orurowanym w strefie złożowej (z perforacją rur okładzinowych) oraz z zastosowaniem pakerów lub korków cementowych umożliwiających selektywne wykonywanie poszczególnych zabiegów technologicznych (testowanie, stymulacja, produkcja). Proces udostępniania złoża obejmuje także zabiegi pobudzania i intensyfikacji przypływu płynu złożowego do odwiertu (rys. 3) Rozpoznanie poziomu zbiornikowego Na etapie dowiercania rozpoznanie realizuje się zwykle otworami pionowymi, gdyż ułatwione jest rdzeniowanie i opróbowanie. Odchylenie osi otworu od pionu (otwory kierunkowe i horyzontalne) jest zwykle dokonywane w procesie udostępniania złoża, w zależności od warunków geologiczno-złożowych (uskoki, wyklinowania, szczelinowatość skał zbiornikowych, woda podścielająca i in.). Otwory horyzontalne oraz multilateralne wykonywane są głównie w przypadku udostępniania złóż wielowarstwowych Wybór konstrukcji strefy eksploatacyjnej Wyposażenie odwiertu w strefie eksploatacyjnej obejmuje następujące prace: rurowanie, cementowanie rur okładzinowych i wtórnie udostępnienie poziomu perspektywicznego przez perforacje rur okładzinowych. Wykończenie odwiertu powinno być wynikiem decyzji podjętych w fazie interpretacji wyników opróbowania poziomu DST (zabieg intensyfikacji przypływu, wydobycie ropy i gazu po testowaniu hydrodynamicznym). Wybór konstrukcji spodu odwiertu można podzielić na dwie grupy uwzględniając usytuowanie buta rur okładzinowych w stropie lub spągu skał zbiornikowych. W przypadku odwiertu orurowanego do spągu skał zbiornikowych można zastosować: rury okładzinowe cementowane do stropu skał zbiornikowych oraz filtr rurowy do spągu; rury okładzinowe cementowane i perforowane; rury okładzinowe

114 Nr 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY 111 Rys. 3. Schemat zakresu prac udostępniania i testowania poziomu skał zbiornikowych po ukończeniu wiercenia otworu: WWr, WWg wskaźnik wydajności ropy i gazu (odpowiednio m 3 /h/mpa i m 3 /min/mpa w warunkach powierzchniowych); k przepuszczalność skał (md), S skin-efekt; R z promień złoża strefy o zmienionej przepuszczalności (m); R b promień strefy złoża badanej próbnikiem (m). Fig. 3. Range of first working and testing of the level of reservoir rocks after well completion works: WWR, WWG oil and gas productivity coefficient (respectively m 3 /h/mpa and m3/min/mpa in surface conditions), k rock permeability (md), s skin-effect; R z radius of the zone of altered permeability (m); R b radius of the test zone (m)

115 112 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2014 cementowane i perforowane oraz filtr rurowy albo rury okładzinowe cementowane i perforowane oraz filtr żwirowy wykonany pod ciśnieniem i filtr rurowy. W przypadku odwiertu orurowanego do stropu skał zbiornikowych spód odwiertu mogą stanowić: nieorurowane skały zbiornikowe; kolumny rur traconych z filtrem rurowym bez pakera, kolumny rur traconych z filtrem rurowym, paker lub poszerzony spód odwiertu z filtrem żwirowym oraz filtrem rurowym. Konstrukcję orurowaną, cementowaną do wierzchu perforowaną w interwale zbiornikowym stosuje się powszechnie w utrudnionych warunkach geologiczno-złożowych, takich jak: anomalnie wysoki gradient ciśnienia złożowego (większy od 0,0127 MPa/m), występowanie siarkowodoru w płynie złożowym, intensywna szczelinowatość skał, a także w przypadkach planowanej, selektywnej stymulacji wydobycia węglowodorów. W takich przypadkach zaleca się stosowanie hydroperforacji obudowy otworu wiertniczego. Jednak powszechnie stosuje się technikę perforacji kumulacyjnej. W przypadku stwierdzenia pomiarami geofizyki otworowej nieszczelności zacementowania rur okładzinowych, stosuje się docementowywanie poprzez perforację obudowy w interwale nieszczelności. Zaczyn cementowy zatłacza się pod ciśnieniem mniejszym od ciśnienia hydraulicznego skał lub większym, co daje lepszy efekt w zbitych i zwięzłych skałach Cementowanie rur okładzinowych Dobór odpowiedniej techniki i technologii cementowania ostatniej (eksploatacyjnej) kolumny rur okładzinowych należy poprzedzić analizą warunków geologicznych, petrofizycznych i technicznych w otworze wiertniczym uwzględniając poniższe kryteria jakościowe: efektywne izolowanie poziomów ropy, gazu, wody; przeciwdziałanie uszkodzeniu przepuszczalności skał zbiornikowych podczas zabiegu cementowania; przeciwdziałanie szczelinowaniu skał i ubytkom cyrkulacji zaczynu cementowego; minimalizowanie ryzyka technicznego (głównie erupcji pozarurowych) i kosztów. Do cementowania rur okładzinowych stosowane są różne narzędzia pod względem konstrukcji i przeznaczenia. Powinno się stosować narzędzia do oczyszczania ściany odwiertu z osadu iłowego, centralizatory, klocki cementacyjne, głowice cementacyjne, zróżnicowane rodzaje zaworów cementacyjnych oraz narzędzia do cementowania wielostopniowego (mufy cementacyjne) Perforowanie rur okładzinowych Perforowanie rur okładzinowych ma na celu wtórne udostępnienie poziomu skał zbiornikowych poprzez wykonanie prawidłowo ułożonych otworów o gładkich ściankach, przebijających kolumnę (kolumny) rur okładzinowych wraz z kamieniem cementowym oraz kilkadziesiąt centymetrów skały zbiornikowej. Wykorzystywane są następujące techniki perforowania: kumulacyjne, pociskowe i hydroperforacja. Przy projektowaniu interwału perforacji uwzględnia się: położenie powierzchni kontaktu ropa-woda i spągu czapy gazowej (kontakt gaz-ropa) wielkość depresji podczas wydobycia ropy i gazu, współczynnik przepuszczalności pionowej skały zbiornikowej, minimalny interwał do otrzymania maksymalnego dopuszczalnego wydobycia początkowego oraz maksymalnego sczerpania ropy ze złoża. Na etapie poszukiwań, w trakcie dowiercania poziomów perspektywicznych, wyniki opróbowań stanowią podstawę do wstępnej oceny produktywności badanego poziomu w nieorurowanym interwale otworu. Na etapie rozpoznania poziomy uznane za produktywne opróbowywane są próbnikiem złoża, po ukończeniu wiercenia otworu do planowanej głębokości i wykonaniu okładziny otworu. W takim przypadku poziomy te udostępnia się do opróbowania przez perforację, najczęściej kumulacyjną, rzadziej pociskową lub hydroperforacją. Hydroperforacja zalecana jest szczególnie w przypadkach planowania hydraulicznego szczelinowania po opróbowaniu. Nowoczesnym rozwiązaniem jest perforacja rur okładzinowych w warunkach depresji ciśnienia (podciśnienia). Perforacja wykładziny otworu wykonywana zwykle w warunkach represji ciśnienia słupa płuczki, prowadzi bowiem do blokowania otworów perforacyjnych cząstkami stałymi z płuczki (cząstki ilaste, baryt, sól, rdza, polimery) i stwarza utrudnione warunki przepływu płynu złożowego do otworu. W celu poprawy tych warunków, coraz częściej perforację okładziny otworu wykonuje się perforatorami kumulacyjnymi podwieszonymi pod zestawem rurowego próbnika złoża typu Full-Flo 5 z pełnym przelotem wewnętrznym. Przelot ten umożliwia m.in. swobodne opadanie w przewodzie próbnikowym zbijaka inicjującego detonację ładunków wybuchowych perforatora modułowego. Rejestrujące ciśnieniomierze wgłębne umieszcza się wówczas w specjalnej osłonie nad uszczelniaczem, aby nie uległy uszkodzeniu zalecane jest także stosowanie specjalnych amortyzatorów drgań. Odpalenie ładunków perforacyjnych realizuje się po zapięciu uszczelniacza próbnika, dzięki czemu kanały perforacyjne wytworzone zostają w warunkach depresji ciśnienia na dnie otworu i nie podlegają wówczas intensywnej kolmatacji Technika testowania hydrodynamicznego Testowania hydrodynamiczne rurowym próbnikiem złoża po ukończenia wiercenia polegają na pomiarze ciśnienia dennego podczas przypływu płynu złożowego oraz podczas wzrostu i ustalania się ciśnienia dennego w odwiercie. Stosowane są również testowania hydrodynamiczne, które ujednolicają pomiary ciśnienia w czasie przypływu płynu złożowego i w czasie wzrostu i stabilizowania się ciśnienia dennego, przeprowadzone w odwiertach orurowanych lub nierurowanych, wykończonych chwilowo przy użyciu rurowego próbnika złoża (test DST). Interpretacja wyników testowania hydrodynamicznego pozwala na dokładną identyfikację systemu złożowego i wymaga od specjalistów znajomości podstaw teoretycznych oraz umiejętności interpretacji. Opróbowane poziomy do prac przygotowania wydobycia ropy lub gazu, zabiegu pobudzania przypływu lub intensyfikacji przypływu oraz zamknięcia poziomu lub likwidacji odwiertu można kwalifikować w oparciu o następujące kryteria: wartości minimalnego natężenia przypływu ropy lub gazu, wartości wskaźnika uszkodzenia przepuszczalności skały zbiornikowej w strefie przyodwiertowej, wartości ilorazu wskaźnika wydobycia po zabiegu intensyfikacji przypływu do wskaźnika wydobycia w warunkach idealnych Przygotowanie do eksploatacji ropy i gazu Eksploatacja ropy i gazu prowadzona jest po wyposażeniu odwiertu w stałą instalację wgłębną i napowierzchniową w przeciwieństwie od testowania, które realizuje się po chwilowym wyposażeniu odwiertu. W oparciu o wyniki testowania określa się warunki oraz wyposażenie wgłębne i powierzchniowe do eksploatacji samoczynnej lub mechanicznej Likwidacja poziomu zbiornikowego lub odwiertu Zamknięcie poziomu w odwiercie lub likwidacja odwiertu po określeniu jego nieprzydatności przemysłowej lub po zakończeniu wydobycia regulowane jest przepisami prawa górniczego. Wykonywana w celu zamknięcia przypływu płynów złożowych do odwiertu i zapobiegnięcia cyrkulacji płynów pomiędzy poziomami skał zbiornikowych. Likwidację odwiertu realizuje się poprzez zastosowanie rur płuczkowych

116 Nr 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY 113 lub rur wydobywczych, a także przy użyciu łyżki lub innych narzędzi zapuszczonych na linie. Stosuje się również materiały uszczelniające, takie jak tworzywa sztuczne, cement, gipso- -cement i gips wiertniczy, aby przeprowadzona likwidacja odwiertu była prawidłowa. 4. Wnioski 1. Zintegrowane zarządzanie złożem węglowodorów obejmuje wybór racjonalnych rozwiązań technicznych i technologicznych, ze szczególnym uwzględnieniem: bezpieczeństwa prac dla środowiska naturalnego; ochrony złoża pod kątem maksymalnego wykorzystania jego zasobów; realizowany podczas całego procesu życia (istnienia) złoża. 2. Szczególnie ważna jest z tego względu bieżąca akwizycja danych pozyskiwanych przy wykorzystaniu wszystkich możliwych narzędzi (źródeł), pod kątem podejmowania decyzji technologicznych zapewniających wymienione w publikacji aspekty bezpieczeństwa oraz efektywność prac. 3. Omówione w publikacji początkowe etapy tj. poszukiwanie i rozpoznawanie złoża charakteryzują się szerokimi zakresami problemowymi ( technicznymi i technologicznymi), z zakresu dowiercania, opróbowania i udostępniania poziomów perspektywicznych. Ważniejsze z tych problemów opracowano w postaci schematów blokowych umożliwiających (ułatwiających ) wybór racjonalnych rozwiązań. Pracę wykonano w ramach badań statutowych AGH nr Literatura 1. Dubiel S.: Zagadnienia opróbowania złóz ropy naftowej i gazu ziemnego : cz. I. Opróbowanie poziomów skał zbiornikowych w procesie wiercenia otworu. Wydawnictwa AGH, Kraków 1992, s Dubiel S.: Analiza zmian naturalnej przepuszczalności skał zbiornikowych miocenu w strefie przyodwiertowej na podstawie wyników badań próbnikami rurowymi. Drilling, Oil, Gas, R. 19/1 2002, s Dubiel S., Bukalski P.: Bezpieczeństwo dowiercania złóż węglowodorów w regulacjach prawnych. Bezpieczeństwo Pracy i Ochrona Środowiska w Górnictwie, nr Dubiel S., Chrzaszcz W., Rzyczniak W.: Problemy dowiercania warstw perspektywicznych w otworach naftowych. Uczelniane Wydawnictwa Naukowo-Dydaktyczne AGH, Kraków 2001, s Dubiel S., Chrzaszcz W., Rzyczniak W.: Problemy opróbowania warstw perspektywicznych rurowymi próbnikami złoża. Uczelniane Wydawnictwa Naukowo-Dydaktyczne AGH, Kraków 2003, s Dubiel S., Macuda J., Ziaja J.: Procedury decyzyjne przy dowiercaniu złóż węglowodorów w warunkach zagrożenia erupcyjnego. Gospodarka Surowcami Mineralnymi Tom 24, Zeszyt 2/ Dubiel S., Uliasz-Misiak B.: Wykorzystanie testów DST w rozpoznaniu i udostępnianiu złóż węglowodorów na przykładzie utworów jury górnej-kredy dolnej zapadliska przedkarpackiego. Gospodarka Surowcami Mineralnymi 2014 (w druku). 8. Prawo Geologiczne i Górnicze Ustawa z dnia 9 czerwca 2011 r. (Dz.U nr 163 poz. 981). 9. Satter A., Thakur G.C.: Integrated reservoir petroleum management: team approach. PennBook, Tulsa 1994, s Thakur G.C.: What Is Reservoir Management? Journal PT June 1996 s Uliasz-Misiak B., Winid B.: Eksploatacja złóż węglowodorów zlokalizowanych w obszarach chronionych. Rocznik Ochrona Środowiska t. 14, 2012, s

117 114 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2014 UKD (862): /8(862): (862) Największy system mechanizacyjny górnictwa odkrywkowego, kopalnia węgla kamiennego El Cerrajón, Kolumbia The largest machinery system of surface mining in hard coal mine El Cerrajón in Colombia Dr hab. inż. Jacek M. Czaplicki, prof. Politechniki Śląskiej* ) Mgr inż. Anna Kulczycka* ) Treść: Metodami powierzchniowymi na świecie wydobywa się około 90 % surowców mineralnych, licząc w tonach masy. Znaczna część to węgiel brunatny i kamienny. Jedną z największych odkrywkowych kopalń węgla kamiennego jest kopalnia El Cerrajón w Kolumbii. Pracuje tam największy system maszynowy na świecie. W niniejszej pracy opisano specyfikę kopalni, stosowaną metodę wydobycia oraz eksploatowany system mechanizacyjny. Abstract: By means of surface mining methods, 90 % of mineral commodities in the world used to be extracted counting in tonnes of mass. Large part of it are hard coals and lignite. One of the largest open pit mine is El Cerrejón mine in Colombia. In this mine the largest machinery system is in operation. This paper presents the specification of the mine, the mining method applied and the machinery system which is the subject of this paper. Słowa kluczowe: górnictwo powierzchniowe, kopalnia odkrywkowa, największy system maszynowy na świecie Key words: surface mining, open pit mine, the largest machinery system in the world 1. Wprowadzenie Jak wiadomo, węgiel kamienny wydobywany jest przede wszystkim metodami powierzchniowymi i podziemnymi. Są także metody pośrednie Auger mining, Highwall mining oraz Punch longwall mining 1 stosowane w kopalniach powierzchniowo-podziemnych (Czaplicki 2013, [1]). Cały system mechanizacyjny lub jego część znajduje się na powierzchni, a wybiera się pokład węgla zalegający w górotworze. Metoda Auger mining, która polega na urabianiu węgla wiertłami talerzowymi, jest najstarsza i ma ponad 50 lat. Jest to metoda mało efektywna, w której stopień odzysku kopaliny użytecznej nie przekracza 50 %. Dwie pozostałe metody są stosunkowo nowe i polegają na urabianiu węgla kombajnami (ścianowym lub komorowym) o zmodyfikowanej konstrukcji. * ) Politechnika Śląska, Gliwice. 1 Podane nazwy są angielskojęzyczne, gdyż metody te opracowano w krajach angielskojęzycznych (USA, Australia) i jak na razie brak jest polskich odpowiedników tych terminów. Metody te wypracowano pod koniec ubiegłego wieku. Należy zaznaczyć jednakże, iż znaczenie tych metod jest marginalne, choć liczba miejsc, w których prowadzi się wydobycie tymi metodami wzrasta. Jeżeli chodzi o wybieranie pokładów węgla metodami powierzchniowymi, to w zależności przede wszystkim od kąta nachylenia bądź pokładu bądź pokładów buduje się albo wyrobiska typu stożkowego albo wyrobiska szerokie, charakterystyczne dla eksploatacji poziomych złóż węgla brunatnego. Jest to podyktowane możliwością zastosowania systemu mechanizacyjnego w danej kopalni. Gdy złoże zalega poziomo lub jest o niewielkim nachyleniu (rzędu kilku stopni), wówczas można zastosować tzw. system ciągły; koparkę wielonaczyniową przenośniki taśmowe zwałowarkę (popularnie zwany w Polsce układem KTZ) dla urabiania, odstawy i zwałowania skał płonnych. Sam węgiel można urabiać koparką wielonaczyniową. Czasami, jako środek odstawy bywają stosowane pociągi. Gdy nachylenie pokładu jest większe, wówczas zastosowanie koparki wielonaczyniowej jest niewskazane. Organ urabiający będzie przybierać w sposób znaczący warstwę

118 Nr 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY 115 otaczającą węgiel. Poza tym, gdy spąg wyrobiska jest nachylony i gdy byłaby realizowana eksploatacja koparką tego typu, wówczas mogą pojawiać się znaczne momenty gnące w konstrukcji kartowniczej superstruktury maszyny, co może grozić jej połamaniem. Dla prowadzenia wydobycia konieczne jest zastosowanie innych maszyn urabiających. Gdy węgiel nie jest zbyt twardy, można stosować koparki łyżkowe. W przypadku twardszych warstw, niezbędne jest ich wstępne rozkruszenie. Można to uczynić osprzętem zrywakowym zamontowanym na spycharkach. W ostateczności można zastosować urabianie materiałami wybuchowymi. Przykładem tego typu eksploatacji górniczej można obejrzeć w kopalni El Cerrajón w departamencie La Guajira w Kolumbii. W tym zakładzie górniczym jest użytkowany największy system mechanizacyjny na świecie. Celem niniejszej pracy jest zapoznanie Czytelnika ze specyfiką kopalni, stosowaną w tej kopalni metodą wydobycia oraz prezentacja systemu maszynowego tam zastosowanego. Rozwiązania mechanizacyjne istniejące w tej kopalni nie są stosowane w Polsce, więc wydaje się, iż warto je Czytelnikom Przeglądu Górniczego zaprezentować. 2. Opis kopalni Właścicielem kopalni jest konsorcjum złożone z trzech podmiotów gospodarczych: BHP Billiton, Anglo-American i Xstrata, każde posiadające takie same udziały. Kopalnia El Cerrejón znajduje się u nasady półwyspu Guajira, w północnej Kolumbii (rys. 1). Prace przygotowawcze poprzedzające eksploatację, budowa kopalni, jej wyposażenie, budowa linii kolejowej dla transportu urobku do portu Oceanu Atlantyckiego Puerto Bolivar wraz z terminalem portowym pochłonęła 3 miliardy dolarów. Wydobycie rozpoczęło się w 1985 roku. W wyniku przeprowadzonych badań geologicznych stwierdzono, że w tym rejonie, obejmującym 70 hektarów, jest około 40 złóż węgla możliwych do wydobycia i których eksploatacja ma sens ekonomiczny. Węgiel charakteryzuje się dobrą jakością; zawartość siarki jest niska 0,7 %, zawartość popiołów 7,5 %. Głębokość zalegania złóż nie przekracza 100 m. Pokłady mają grubość od 0,7 do 10 m. Średnia grubość pokładu to około 3m, a średnie nachylenie to 16 o. W obszarze tym w warstwach górotworu, niestety, znajdują się liczne uskoki i pofałdowania. Zasoby kopaliny użytecznej są szacowane na 5250 milionów ton. Rys. 1. Lokalizacja kopalni i port Puerto Bolivar Fig. 1. Location of the mine and the Puerto Bolivar harbour Wcześniej, węgiel wydobywany był w pięciu odkrywkach: Tabaco, La Puente, Oreganal, Tajo 100 i Comuneros, po kilka pokładów naraz, sekwencyjnie. Obecnie zbudowano dwie dalsze odkrywki. Standardowa wysokość urabianego poziomu wynosi 15 m. Po zdjęciu warstwy wierzchniej, która jest pieczołowicie składowana, a następnie sukcesywnie używana do prac rekultywacyjnych, nadkład jest urabiany za pomocą techniki strzelniczej, a następnie ładowany na środki transportowe. Jest on zwałowany w wyrobiskach poeksploatacyjnych lub na zwałach zewnętrznych. Prace rekultywacyjne stale towarzyszą wydobyciu. Na rysunkach 2 i 3 przedstawiono wyrobiska eksploatacyjne. Od początku eksploatacji do 2011 roku w kopalni wydobyto 508,8 mln ton węgla, co dało w efekcie ponad 2 miliardy dolarów zysku. Z końcem 2011 roku w El Cerrejón osiągnięto wydobycie 32 mln ton/rok. Analizując eksport można stwierdzić, że w 58 % urobek jest dostarczany do Europy, w 21 % do państw basenu morza Śródziemnego i dalszych krajów azjatyckich, 12 % pozostaje w Ameryce Południowej i w 9 % węgiel jest dostarczany do krajów Ameryki Północnej. W sierpniu 2011 roku ogłoszono, iż konsorcjum planuje wydać 1,3 miliarda USD dla zwiększenia wydobycia. Planuje się osiągnięcie wydobycia 37 mln ton w roku 2014, a w 2015 roku 40 mln ton rocznie. Docelowo, mówi się o osiągnięciu Rys. 2a i b. Widok ogólny kopalni El Cerrejón Fig. 2a and b. General view of the mine El Cerrejón a) b)

119 116 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2014 produkcji 60 mln ton rocznie. Pozostaje jednakże niepewność, co do planowanego zwiększenia wydobycia, z uwagi na fakt, iż zanotowano ataki rebeliantów z ugrupowania FARC na pociągi z węglem w październiku 2013 roku. Większa produkcja będzie wymagała zwiększenia: systemu maszynowego kopalni, systemu wzbogacania, systemu zabezpieczenia technicznego, możliwości transportowych odstawy szynowej, możliwości załadunkowych w porcie Bolivar, liczby zatrudnionych. Planuje się budowę nowego terminalu dla załadunku równoległego dwóch statków jednocześnie z urządzeniami załadunkowymi o wydajności t/godz. Sam rejon wodny portowy musi zostać przygotowany, aby dwa duże statki mogły swobodnie manewrować na przybrzeżnych wodach. W kopalni jest obecnie zatrudnionych około 5400 pracowników, natomiast dalszych 4500 ma zatrudnienie w firmach kooperujących z kopalnią. Planuje się zwiększenie zatrudnienia w związku z planowanym wzrostem wydobycia. 3. System mechanizacyjny Zastosowany system maszynowy jest nie tylko największy w skali światowej, lecz także należy do najbardziej nowoczesnych. Urabianie realizowane jest w trojaki sposób: nadkład: poprzez wiercenie i strzelanie, węgiel: spycharko-zrywarkami, pomocniczo: koparkami łyżkowymi. Koparki łyżkowe, obecnie głównie P&H 2800XPC (masa użyteczna w łyżce 60 t), (rys. 3), służą przede wszystkim jako maszyny ładujące. Urabianie za ich pomocą odbywa się w niewielkim stopniu. Liczba tych maszyn w kopalni wynosi 50 jednostek. Spycharko-zrywarek jest około 100, przy czym część z nich jest na podwoziu kołowym. Praca tych maszyn w polu eksploatacyjnym jest pokazana na rysunku 4a i b. Widoczne na tych rysunkach spycharki są produkcji firmy Caterpillar. Niektóre maszyny są wyposażone w tzw. system impact ripper realizujący zrywanie bardziej efektywnie od konwencjonalnych zrywarek dzięki mechanizmowi udarowemu będącemu na wyposażeniu tych maszyn. Są to maszyny typu D11N (moc 700 kw, masa 105 t). Rys. 3. Łyżkowa koparka linowa P&H 2800XPC Fig. 3. P&H 2800XPC bucket excavator Urobiony węgiel jest ładowany na wozy oponowe odstawcze typu wozidła, tak jak to widać na rysunku 5. Pierwotnie, wozidła (w liczbie 150 jednostek) były głównie o udźwigu użytecznym 154 tony, firm Wabco i Euclid 2. Obecnie eksploatowane wywrotki mają ładowność 190, 240 i 363 tony, a liczba tych maszyn przekroczyła 260. Węgiel z wyrobisk transportowany jest do trzech 300 tonowych lejów załadowczych (rys. 6), skąd zostaje skierowany do zakładu przeróbczego. Jest tam kruszony na ziarna do 50 mm średnicy w dwuetapowym procesie kruszenia. Wydajność zakładu przeróbczego wynosi 3500 t/godz. Po kruszeniu urobek jest skierowany do dwóch zbiorników, w których oczekuje na transport. Kopalnia ma 150 km torów szynowych, po których pociągi transportują węgiel ze zbiorników do portu Bolivar dla załadunku na statki. Wykorzystuje się typową krajową kolej, gdzie każda z lokomotyw może ciągnąć 109 wagonów (średnio, każda lokomotywa ciągnie 107 wagonów). Łącznie kopalnia ma 562 węglarki o nominalnej ładowności 96 ton lub 110 ton. Przy załadunku węgiel jest wyrównywany, zwilżany oraz zagęszczany (rys. 7 i 8) w celu ochrony środowiska; zapobieganiu wznoszenia się pyłu węglowego podczas transportu. Rys. 4a i b. El Cerrejón: spycharko-zrywarki kruszące węgiel Fig. 4a and b. El Cerrejón: bulldozer-ripper crushing coal 2 Wabco, Haulpack, LeTourneau, Dresser i Hanomag to obecnie jednostki firmy Komatsu.

120 Nr 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY 117 Rys. 5. El Cerrejón: koparka linowa ładująca na wozidła Fig. 5. El Cerrejón: power shovel loading dumper trucks Rys. 6. El Cerrejón: rozładunek węgla do leja załadowczego Fig. 6. El Cerrejón: unloading coal to the charging hopper Rys. 7. Wyrównywanie węgla po załadunku Fig. 7. Levelling coal after loading Kolej jest również wykorzystywana do dostarczania podstawowych środków niezbędnych do funkcjonowania kopalni i eksploatowanego tam systemu maszynowego. Mowa tu o takich materiach jak: olej napędowy, opony, części zamienne itd. Transport koleją w obie strony wraz z załadunkiem i rozładunkiem węgla trwa ok. 12 godzin. W ciągu jednego dnia pociąg pokonuje trasę pomiędzy kopalnią a portem 9 razy. Niektóre stosowane lokomotywy to bardzo popularne swego czasu w Ameryce Północnej i Południowej jednostki typu GE B36-7. Są to lokomotywy czteroosiowe spalinowo- -elektryczne produkowane przez GE Transportation Systems w latach 1980 i Część maszyn powstała specjalnie na potrzeby kopalni El Cerrejón; są to maszyny o mocy 2700 kw (rys. 9). Rys. 9. Lokomotywa GE B36-7 Fig. 9. Locomotive GE B36-7 Rys. 8. Zwilżanie węgla przed transportem Fig. 8. Wetting coal prior to transport Maszynami pomocniczymi w systemie mechanizacyjnym są ładowarki łyżkowe w liczbie 20 jednostek oraz równiarki w liczbie 30 jednostek (rys. 10 i 11). Ładowarki łyżkowe głównie firmy Le Tourneau, służą do różnych robót pomocniczych. Mają także zastosowanie jako jednostki zapasowe dla załadunku na wozidła w przypadku, gdy jakaś koparka łyżkowa jest w naprawie. Równiarki (graders, głównie firmy Caterpillar) służą do budowy nowych odcinków dróg transportowych i ponadto mają za zadanie utrzymanie istniejących dróg transportowych w odpowiednim stanie. Z tej racji, iż system wozów oponowych liczy bardzo wiele jednostek, więc równiarki pracują prawie 24 godz/dobę. Ogólna liczba jednostek pomocniczych zbliża się obecnie do 100. Dla tak wielkiego systemu maszynowego kopalnia ma warsztaty obsługi technicznej, których powierzchnia obejmuje łącznie m 2. Port Bolivar to de facto terminal węglowy, który jest wyposażony w system ładowania od 1985 roku. Kanał żeglugi ma 19 m głębokości, 225 m szerokości, i 4 km długości i jest jednym z najważniejszych portów węglowych w Ameryce Południowej z zastosowaniem co warto odnotować tzw. czystej technologii. Jest także jednym z największych portów na świecie. Może on obsługiwać statki do ton ładowności, 300 m długości oraz do 45 m szerokości. Wyposażony jest także w stację dokującą dla statków do ton, które przewożą sprzęt, części zamienne, paliwa oraz inne towary niezbędne dla kopalni. Średnie obciążenie portu w skali roku wynosi ok ton na godzinę, a wartości maksymalne sięgają nawet ton na godzinę (rys. 12, 13).

121 118 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2014 Rys. 10. Ładowarka łyżkowa Fig. 10. Bucket wheel loader Rys. 11. Równiarka Fig. 11. Grader Rys. 12. Jeden z największych portów węglowych na świecie Fig. 12. One of the largest coal terminal in the world Rys. 13. Załadunek statku w porcie Bolivar Fig. 13. Ship loading in Puerto Bolivar harbour 4. Podsumowanie Kopalnia El Cerrejón jest największym zakładem górnictwa węgla kamiennego na kontynencie Ameryki Południowej. Jest także największym eksporterem tego surowca w tym rejonie świata. Jej działalność jest różnoraka i obejmuje poszukiwania geologiczne, eksploatację, transport, załadunek na statki oraz eksport węgla. Podsumowując, system mechanizacyjny prezentuje się następująco: Maszyna Rodzaj Liczba (szt.) Koparki 50 Wywrotki 190t, 240t, 320t 260 Maszyny pomocnicze 185 w tym: Ładowarki łyżkowe 20 Spycharko-zrywarki 100 Równiarki 30 Lokomotywy 20 Podane wartości liczbowe są szacunkowe, gdyż kopalnia jest w rozwoju i system ulega stałej rozbudowie. Obecnie pracuje tam około 500 maszyn. Można prognozować, że dla osiągnięcia planowanego wydobycia 60 mln ton węgla rocznie, system maszynowy ulegnie podwojeniu. Jak zapewnia właściciel kopalni, proces wydobycia opiera się na najwyższych standardach bezpieczeństwa i jakości. Największą zaletą i cechą charakterystyczną kopalni jest pełna integracja procesów produkcyjnych (kopalnia-kolej-port), co zapewnia dużą wydajność pracy oraz redukuje negatywny wpływ produkcji górniczej na środowisko. Literatura 1. Czaplicki J.M.: Mechanizacja w górnictwie okruchowym i skalnym. Kopalnie odkrywkowe złóż pokładowych i rud metalicznych. Wyd. Pol. Śl., Gliwice Ivette E. Torres.: The Mineral Industry of Colombia, U.S. Geological Survey, U.S. Dept. of the Interior, December BHP Billiton, Cerrejon Coal Company, BHP Billiton website

122 Nr 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY 119 UKD 622(479.4): /.794(479.4) Historyczna kopalnia rud rtęci w idriji (słowenia) Historic mercury mine in Idriji (Slovenia) Dr inż. Iwona Jonczy* ) Dr Łukasz Gawor* ) Treść: W artykule przedstawiono zarys budowy geologicznej oraz charakterystykę złoża rudy rtęci (cynobru) w okolicach Idriji (Słowenia), gdzie znajduje się drugie, co do wielkości (po Almaden w Hiszpanii) złoże tej rudy. Na przykładzie zabytkowej kopalni Idrija opisano bogatą historię górnictwa rud rtęci, którego początki datuje się w tym regionie na 1490 rok. Kopalnia Idrija została przekształcona w muzeum, a w 2012 roku włączono ją do zabytków Światowego Dziedzictwa UNESCO. Abstract: This paper presents a profile of geological structure and characteristics of mercury deposit (cinnabar) in the area of Idriji in Slovenia with the second-largest (after Almaden in Spain) deposit of this ore. The monumental Idrija mine was an inspiration to describe the rich history of mercury mining, the beginning of which is originally dated back to Idrija mine was transformed into a museum and included on UNESCO's World Heritage List in Słowa kluczowe: Idrija, górnictwo rud rtęci, cynober, rtęć rodzima Key words: Idrija, mercury ore mining, cinnabar, native mercury 1. Wprowadzenie Rtęć jest pierwiastkiem, który rzadko występuje w przyrodzie; można ją spotkać w postaci rodzimej lub najczęściej, z uwagi na jej właściwości sulfofilne, w połączeniu z jonem siarki (HgS) jako czerwony cynober lub rzadziej występującą w przyrodzie czarną odmianę metacynober. Możliwości geochemicznej i złożowej koncentracji rtęci ściśle wiążą się z różnymi etapami hydrotermalnej działalności magmowej [1, 7]. Największe złoża rud rtęci związane są z dwoma regionami w Europie: Hiszpanią, w której występuje największe na świecie złoże w Almaden oraz ze Słowenią, gdzie z okolic Idriji znane jest drugie, co do wielkości złoże na świecie. Oba te ośrodki w 2012 roku zostały wpisane na listę zabytków Światowego Dziedzictwa UNESCO, z uwagi na ich bardzo długą tradycję górniczą i kulturową. Obok nich znane są również złoża rtęci we Włoszech, Zagłębiu Donieckim, Kalifornii i Meksyku. W ostatnich latach największym producentem rtęci są Chiny, gdzie wielkość produkcji w 2009 r. wyniosła 1400 ton przy wielkości produkcji na świecie 1941 ton [8, 9]. Idrija położona jest na obszarze orogenu alpejskiego, w zachodniej części Słowenii (rys. 1), nad rzeką Idrijcą [3]. * ) Politechnika Śląska, Gliwice Historia górnictwa rud rtęci w tym regionie sięga 1490 roku. Podaje się, że w ciągu prowadzonej przez 500 lat eksploatacji, z kopalni w Idriji uzyskano ton płynnej rtęci. Rys. 1. Szkic lokalizacji regionu Idriji Fig. 1. Sketch of Idrija location 2. Budowa geologiczna złoża Idrija Budowa geologiczna złoża Idrija jest bardzo skomplikowana i stanowi efekt różnorodnej sedymentacji, która miała miejsce na granicy paleozoiku oraz mezozoiku i trwała do

123 120 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2014 eocenu. W profilu stratygraficznym występuje 5500 m skał osadowych i wulkanicznych (rys. 2, 3). Najstarszymi skałami regionu są czarne łupki ilaste i szare drobnoziarniste piaskowce facji Gröde. Wśród tych osadów nie znaleziono żadnych skamieniałości a ich wiek nie jest do końca ustalony. Sedymentacja na granicy paleozoiku i mezozoiku odbywała się nieprzerwanie. W dolnej części utworów fazy scy- Rys. 2. Przekrój geologiczny przez złoże w rejonie Idriji (uproszczony schemat w oparciu o materiały ze zbiorów Muzeum Geologii Złóż im. Czesława Poborskiego na Wydziale Górnictwa i Geologii Politechniki Śląskiej) Fig. 2. Geological section through the deposit in Idrija region (simplified scheme on the basis of materials from the Museum of Deposit Geology named after Czesław Poborski on the Faculty of Mining and Geology of the Silesian Technical University) Rys. 3. Schematyczny profil litologiczny w rejonie Idriji (wg Lavrič J. V., Spangenberg J. E. 2003; Čar J. 1990; Mlakar I., Drovenik M zmienione) Fig. 3. Schematic lithologic profile in the area of Idrija (acc. to Lavrič J. V., Spangenberg J. E. 2003; Čar J. 1990; Mlakar I., Drovenik M changed)

124 Nr 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY 121 a) b) tyjskiej pojawiają się dolomity z domieszką piaskowców oraz łupki wapienne (z domieszką miki) i z soczewkami wapieni oolitowych, natomiast w części górnej dolomity i wapienie margliste. Na południe i południowy wschód od złoża rudy na powierzchni występują często dolno- i górnokredowe wapienie. Nad nimi zalegają osady eoceńskiego fliszu stanowiące najmłodszy morski osad na tym terenie. Złoże w Idriji powstało w środkowym triasie. Występujące w skałach przedlongobardzkich ciała rudne są pochodzenia epigenetycznego, natomiast w warstwach skonca (górny longobard) spotyka się także utwory syngenetyczne. W czasie powstawania tych warstw roztwory bogate w opary Hg wylewały się bezpośrednio na morskie dno [3, 4, 11]. W złożu Idrija główną rudą rtęci jest cynober (HgS), obok którego można zaobserwować wystąpienia rtęci rodzimej (Hg) w postaci wykropleń. Cynober stanowi jeden z podstawowych minerałów rtęci. Podaje się, że został odkryty przez starożytnych Greków w VII w p.n.e. w okolicach Almaden [1]. Początkowo był używany jako czerwony pigment i dopiero Rzymianie odkryli jego właściwości. W przeszłości minerał ten służył do produkcji farb. W przyrodzie cynober wydziela się z roztworów epitermalnych, często towarzyszy mu jego polimorficzna odmiana metacinnabaryt. Wydobywanie cynobru stwarza zagrożenie dla zdrowia ludzi z uwagi na toksyczny charakter rtęci, która działa szkodliwie m.in. na drogi oddechowe i może kumulować się w organizmie [7, 10]. W środowisku przyrodniczym rtęć jest uważana za jeden z najbardziej toksycznych pierwiastków, nawet przy dość niskich stężeniach [6]. Cynober charakteryzuje się barwą i rysą intensywnie czerwoną, czasem określaną jako szkarłatna, połyskiem diamentowym, który z uwagi na formę występowania cynobru w postaci zbitych lub drobnoziarnistych skupień nie zawsze jest widoczny, przełamem nierównym, niewielką twardością (wg skali Mohsa 2,0-2,5) i znaczną kruchością. W złożu Idrija cynober tworzy drobnoziarniste nagromadzenia, ułożone w smugi lub plamy na powierzchni łupków (rys. 4 a). W niektórych miejscach minerał ten wypełnia szczeliny powstałe w górotworze. Może też występować w formie rozproszonej jako pigment nadający skałom czerwone zabarwienie. Takie formy występowania cynobru są najbardziej dla niego charakterystyczne, chociaż w złożu znajdowano również jego większe nagromadzenia w postaci zwartych skupień o intensywnie czerwonej barwie (rys. 4 b). Rtęć rodzima w złożu Idrija tworzy kuliste wytrącenia o charakterystycznej srebrzystej barwie, występujące w obrębie łupków (rys. 5, 6). Tego typu nagromadzenia powstają podczas urabiania skał bogatych w cynober, dlatego występowanie rtęci rodzimej w kopalniach rud Hg jest zjawiskiem powszechnym. Na skalę przemysłową rtęć otrzymuje się z cynobru przez utlenianie rudy strumieniem powietrza i kondensację par wytworzonej rtęci albo za pomocą reakcji HgS z Fe [1]. Rtęć znajduje zastosowanie m.in. w procesach amalgamacji do pozyskiwania złota i srebra ze złóż o dużym rozdrobnieniu kruszców. W czasie tego procesu metale rozpuszczają się w rtęci tworząc amalgamaty, z których następnie są odzyskiwane przez odparowanie rtęci. Powszechnie stosowano ją do wypełniania termometrów, jednak w chwili obecnej, w Unii Europejskiej wprowadzono dyrektywę zakazującą stosowania rtęci w termometrach lekarskich oraz innych urządzeniach pomiarowych, przeznaczonych do otwartej sprzedaży konsumentom. Rys. 4. Cynober; a nagromadzenie minerału w złożu, b cynober oraz uzyskany z niego pigment Fig. 4. Cinnabar; a accumulation of the mineral in the deposit, b cinnabar and the pigment obtained from it Rys. 5. Rtęć rodzima w łupkach ze złoża Idrija Fig. 5. Native mercury in the shales from Idrija deposit Rys. 6. Rtęć rodzima Fig. 6. Native mercury

125 122 PRZEGLĄD GÓRNICZY Historia wydobycia rud rtęci w Kopalni Idrija W początkowym okresie eksploatacji (XV w.) rudę pozyskiwano na wychodniach łupków występujących w pobliżu dzisiejszej kopalni, w pobliżu kościoła św. Trójcy. Wyczerpanie się zasobów wymusiło konieczność prowadzenia wydobycia podziemnego. Pozostałością po pierwszych próbach takiej działalności jest zachowany do dziś Szyb Antoniego datowany na 1500 rok, stanowiący najstarszą część kopalni. Obecnie miejsce to z zewnątrz wygląda jak budynek mieszkalny, dopiero po wejściu okazuje się, że z jego wnętrza wchodzi się do kilkusetmetrowej sztolni, stanowiącej drogę do kopalni (rys. 7). Najdawniejsza eksploatacja rud rtęci w sztolni odbywała się ręcznie za pomocą dłut i młotków, a do transportu używano drewnianych wozów, które początkowo zamiast po szynach poruszały się po deskach (rys. 8). Mechanizację wprowadzono do kopalni dopiero po drugiej wojnie światowej. W pierwszych latach istnienia kopalni stosowano system eksploatacji poprzecznej, z piętra od dołu do góry. Metoda ta jednak nie sprawdziła się, dlatego wprowadzono system z góry w dół, który zmniejszał ryzyko gromadzenia się oparów rtęci. Początki wydobywania rtęci z rudy o dużej domieszce łupków były bardzo prymitywne. Rudę zawierającą rtęć rodzimą płukano pod bieżącą wodą przez coraz gęstsze sita. W czasach późniejszych rtęć uzyskiwano poprzez prażenie bogatej, cynobrowej rudy w dołach, znajdujących się najpierw w okolicy kopalni, a następnie także w pobliskich lasach, gdzie jeszcze dziś znajdują się pozostałości po starych prażalniach. Straty drogocennego metalu były duże, dlatego już w 1537 roku wybudowano pierwsze prażalnie, w których wykorzystywano naczynia z wypalanej gliny, a później również naczynia z kutego żelaza. Po wprowadzeniu żeliwnych retort technologia pozyskiwania rtęci wymagała uprzedniego przygotowania rudy, dlatego w 1696 roku wzniesiono pierwszą sortownię i tłuczarkę do rozdrabniania urobku. W 1751 roku, dyrektor Anton Hauptmann wprowadził tzw. hiszpańskie piece. Przetransferowano je z Almadén, co jest dowodem związków i wymiany doświadczeń między tymi kopalniami. Piece te były znane w Almadénie pod nazwą pieców Bustamante. Największy postęp w rozwoju wytopu rtęci w Idriji stanowiło wprowadzenie pieca Čermaka-Špireka, który został zmodernizowany przez konstruktorów w latach W tym czasie stanowił on największe osiągnięcie w zakresie technologii prażenia rud rtęci w świecie. Służył przede wszystkim do prażenia precyzyjnie rozdrobnionej rudy, zaś do prażenia rudy gruboziarnistej używano pieca szybowego. Piec zasypowy Čermaka-Špireka w swojej poprawionej wersji działał do roku Ostatniej modernizacji prażalni dokonano w 1961 roku, uruchamiając nowe piece rotacyjne; w latach działały trzy takie piece. Po ponownym uruchomieniu produkcji, w 1984 roku, działał już tylko jeden piec, który ostatecznie wygaszono we wrześniu 1995 roku, kiedy to wydobyto ostatnie 8 ton rtęci. Znajdujący się w Idriji piec rotacyjny jest największym, zachowanym w świecie piecem, służącym do przeróbki rudy rtęci [11, 12]. a) b) Rys. 7. Szyb Antoni; a widok z zewnątrz, b wejście do sztolni wewnątrz budynku Fig. 7. Antoni shaft; a outside view, b entrance to adit inside the building Rys. 8. Wyrobiska górnicze w kopalni w Idriji Fig. 8. Mining excavations in Idrija mine

126 Nr 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY Kopalnia w Idriji jako zabytek techniki na Liście Światowego Dziedzictwa UNESCO Z uwagi na fakt, że miasto Idrija było drugim co do wielkości ośrodkiem wydobycia rud rtęci na świecie, od wieków uważano je za centrum postępu naukowego i technologicznego. Administracja kopalni rtęci mieściła się w zamku Gewerkenegg (XVI w.), który dominuje nad miastem, dziś mieści się w nim muzeum miejskie. Władze muzeum oraz kopalni dbają o zachowanie bogatego dziedzictwa geologicznego, technologicznego i etnograficznego oraz kultury regionu. W 2012 roku, project Heritage of Mercury. Almadén and Idrija został zgłoszony do UNESCO i włączony do zabytków na liście Światowego Dziedzictwa (World Heritage List) [11, 12]. 5. Podsumowanie Kopalnię rud rtęci w Idriji można zaliczyć do zabytków techniki rangi światowej. Ponad 500 lat tradycji górniczych oraz rzadko występujące złoża surowców mineralnych rud rtęci, bogate w cynober sprawiają, że opisywany obiekt stanowi unikatową atrakcję turystyczną. Zagospodarowanie zabytkowej kopalni oraz fachowe usługi przewodnickie zapewniają przekazanie szerokiej i wielodyscyplinarnej wiedzy z dziedziny górnictwa (głównie eksploatacji złóż), geologii, mineralogii oraz historii rozwoju przemysłu. Szczególnie interesujące, zwłaszcza dla geologów, są naturalne wystąpienia rtęci rodzimej. Uznanie kopalni rud rtęci w Idriji za zabytek z listy Światowego Dziedzictwa UNESCO świadczy o jej nieprzeciętnych walorach geologicznych i górniczych. Literatura 1. Bolewski A. (red.): Encyklopedia surowców mineralnych. Wydawnictwo CPPGSMiE PAN, Kraków Čar J.: Angular tectonic-erosional unconformity in the deposit s part of the Idrija Middle Triassic tectonic structure (inslovene with English summary). Geologija 31-32, 1990, pp Kavčič M., Peljhan M.: Geological Heritage as an Integral Part of Natural Heritage Conservation Through Its Sustainable Use in the Idrija Region (Slovenia). Geoheritage no. 2, 2010, pp Lavrič J. V., Spangenberg J. E.: Stable isotope (C, O, S) systematics of the mercury mineralization at Idrija, Slovenia: constraints on fluid source and alteration processes. Mineralium Deposita no. 38, 2003, pp Mlakar I., Drovenik M.: Structural and genetic particularities of the Idrija mercury ore deposit (in Slovene with English summary). Geologija 14, 1971, pp Pasieczna A.: Rtęć w glebach obszarów zurbanizowanych Polski. Przegląd Geologiczny, vol. 60, nr 1, 2012, s Polański A.: Geochemia i surowce mineralne. Wydawnictwa Geologiczne, Warszawa Probierz K.: Złoże Almaden Hiszpania, czyli ludzie w rtęci rtęć w ludziach. Przegląd Górniczy, nr 12, 2010, s Stanienda K.: Produkcja górnicza surowców mineralnych w świecie w roku Wiadomości Górnicze nr 2, 2012, s Sapota A., Skrzypińska-Gawrysiak M.: Pary rtęci i jej związki nieorganiczne. Podstawy i Metody Oceny Środowiska Pracy, nr 3 (65), 2010, s

127 124 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2014 Informacja W dniu 30 października 2014 r., tj. w czwartek o godz , na terenie Muzeum Śląskiego przy ul. prof. Dobrowolskiego 1 w Katowicach, w miejscu byłej Kopalni Katowice, odbyło się uroczyste odsłonięcie umieszczonej na fundamencie wieży wyciągowej szybu Warszawa, pamiątkowej TABLICY - w kształcie graniastej bryły węgla. Upamiętnia ona ponad 190-letnią historię tego wyjątkowego miejsca, na którym powstała nowoczesna strefa kultury. Oficjalnego odsłonięcia dokonał przedstawiciel Bractwa Gwarków Jerzy Ludwik Mańka. Bractwo Gwarków, Muzeum Śląskie, KHW S.A. oraz władze miasta i regionu oddały w ten sposób hołd pokoleniom górników i temu miejscu. Obecny na spotkaniu arcybiskup-senior powiedział: To miejsce muzeum sprawia, że trudy pokoleń górniczych nie pójdą na marne. Górnictwo to nasza tożsamość, tak niezbędna w dynamicznym świecie, gdzie prawie wszystko stało się zmienne. Bez pamięci nie ma teraźniejszości ani przyszłości. Spotkanie skupionych wokół Bractwa Gwarków górników stało się okazją do wielu wzruszających wspomnień o trudach pracy, ale i wesołych anegdot z czasów pracy w kopalni Katowice. Hołd oddał m.in. Ryszard Ucieszyński jeden z ostatnich dyrektorów Kopalni Katowice, a dyrektor Muzeum Śląskiego Alicja Knast zachęcała mieszkańców Katowic i zgromadzonych gości do częstych powrotów w to miejsce po nowe wrażenia duchowe i refleksję o naszej przeszłości. W spotkaniu uczestniczyło wielu znamienitych gości, oraz poczty sztandarowe kopalń i licznie zgromadzeni goście. Złożenie kwiatów pod tablicą odbyło się przy dźwiękach werbli orkiestry kopalni Katowice pod batutą Stefana Łebka. W lutym 2013 roku zawiązał się Społeczny Komitet Odsłonięcia Tablicy upamiętniającej górników, którzy pracowali oraz zginęli na terenie kopalni Ferdynand- Katowice, złożony z długoletnich pracowników kopalni Katowice : Władysław Bochenek (główny inżynier energomaszynowy), Jan Cisek, Jan Dąber (SITG), Jerzy Mańka (Bractwo Gwarków), Jan Nowak (artysta malarz, grafik), Alfred Pietrowski (Solidarność), Włodzimierz Regulski (główny inżynier górniczy), Karol Rusecki (koło Związku Górnośląskiego Wełnowiec), Zygfryd Skrzypek (dyrektor kopalni), Leszek Boniewski (górnik KWK Katowice), Edmund Laskowski (dział mierniczo-geologiczny), Edward Gil (KHW SA). Fundatorem tablicy został ostatni właściciel kopalni Katowicki Holding Węglowy S.A. w Katowicach Fragment inskrypcji na tablicy pod szybem Warszawa: Historię kopalni tworzyli nie tylko jej założyciele i kolejni właściciele ( ). Przede wszystkim tworzyła ją cała rzesza bezimiennych i zapomnianych już górników, sztygarów, nadsztygarów. Ich nieliczne nazwiska możemy dziś odczytać jedynie na tablicach upamiętniających znaczące wydarzenia i katastrofy górnicze. ( ) My bracia górnicy, świadkowie likwidacji kopalni»katowice«w wyniku przemian gospodarczych ostatnich lat, czujemy się zobowiązani do kultywowania i kontynuowania tradycji rzetelnej i uczciwej pracy w nowych warunkach gospodarczych i kulturalnych. ( ) Synom śląskiej ziemi, jak i tym, którzy połączyli swe losy z kopalnią, przybywając z odległych rejonów Europy, którzy na co dzień pozdrawiali się słowami»szczęść Boże«poświęcamy tę tablicę.

128 Nr 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY 125 international coal PRePaRaTion congress June 28 July 01, 2016 st. PeTeRsbuRg, Russia International Organizing Committee of the XVIII International Coal Preparation Congress (2016) and the Ministry of energy of the Russian Federation invite you to participate in the XVIII International Coal Preparation Congress which will be held at the National Mineral Resources University (University of Mines), St. Petersburg, Russia from June 28 to July, 01, Themes Investigation of the resource base Crushing, grinding, screening and classification Gravity separation Dry separation of coal Beneficiation of coal slurries Flotation Dewatering Drying of coal Briquetting, agglomeration Simulation and optimization of separation processes Automation, monitoring Process development, plant design and operation Environmental management Beneficiation and processing of carbonaceous ores Modern technologies of deep processing of coal Quality control of coal Research and processing of tailings, mining and burning of coal Information technology in coal preparation Key dates may 10, 2015 Abstract Submission Deadline november 15, 2015 Submission of Full Papers march 01, Payment Time Limit of Registration Fee RequiRemenTs for abstracts: Abstracts must be written in English and contain no more than 800 words. All papers will be peer reviewed. RegisTRaTion fee Registration before March 01, 2016 usd 700 Registration after March 01, 2016 usd 800 Students usd 100 contact Address: , St. Petersburg, 21 line, 2 national mineral ResouRces university (university of mines) icpc-2016@icpc-2016.com