INŻYNIERÓW I TECHNIK SZY T S

Transkrypt

1 ISSN X INŻYNIERÓW STOWARZYSZENIE I TECHNIKÓW GÓRNICTWA

2

3 PRZEGLĄD GÓRNICZY Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 1 założono r. MIESIĘCZNIK STOWARZYSZENIA INŻYNIERÓW I TECHNIKÓW GÓRNICTWA Nr 5 (1133) Tom 73 (LXXIII) maj 2017 Eksploatacja kruszyw żwirowo-piaskowych spod wody Część 2 Analiza ekonomiczna doboru technologii wydobycia Exploitation of sand and gravel aggregates from under the water Part 2 economic analysis for mining technology selection dr inż. Claudia Lieske*) prof. dr hab. inż. Wiesław Kozioł**) mgr inż. Adrian Borcz***) Treść: W pierwszej części artykułu (Lieske i in. 2017) scharakteryzowane zostały technologie eksploatacji spod wody stosowane w polskim i niemieckim górnictwie odkrywkowym naturalnych kruszyw żwirowo-piaskowych. Dla wybranych technologii podano wartości możliwych do uzyskania wskaźników techniczno-ekonomicznych wraz z analizą kosztów wydobycia. Treść artykułu stanowi kontynuację tematyki doboru technologii wydobycia kruszyw, która zawiera głównie porównawczą analizę rentowności przykładowo zastosowanych technologii. Do tego celu wykorzystano podstawowe wskaźniki stosowane w ekonomicznych ocenach inwestycji (próg rentowności BEP, wartość zaktualizowana netto NPV, wewnętrzna stopa zwrotu IRR). Uzyskane wyniki powinny być przydatne do oceny i racjonalnego wyboru właściwych technologii wydobycia kruszyw żwirowo-piaskowych spod wody. Abstract: The first part of this paper (Lieske et al. 2017) describes the technologies used in Polish and German surface mining of sand and gravel natural aggregates, exploited from under the water. Also the values of the technically and economically feasible indicators for the selected technologies, along with the analysis of mining costs, are given. The content of the paper is a continuation on natural aggregates extraction technology selection, which mainly contains comparative analysis of profitability of exemplary technologies. For this purpose, basic indicators used in economical evaluations of investments (break-even point, net present value, internal rate of return) were used. The obtained results should be useful for the evaluation and rational choice of appropriate extraction technology of sand and gravel aggregates from under the water. Słowa kluczowe: eksploatacja odkrywkowa, kruszywa naturalne, eksploatacja spod wody, rentowność produkcji kruszyw Key words: surface mining, natural aggregates, exploitation from under the water, profitability of aggregates production 1. Wprowadzenie W pierwszej części artykułu (Lieske i in. 2017) przedstawiono podstawowe technologie wydobycia kruszyw spod wody stosowane zarówno w górnictwie polskim, jak i za *) Open Grid Europe GmbH, **) IMBiGS w Warszawie, Oddział Katowice ***) AGH w Krakowie, Wydział Górnictwa i Geoinżynierii granicą. Spośród kilkunastu technologii do analizy wybrano 6, a porównawczą ocenę uzyskiwanych wydajności i kosztów przeprowadzono na przykładzie eksploatacji 4 różnych typów złóż kruszyw. Przyjmowane w pracy dane eksploatacyjne dotyczyły kopalń kruszyw z Polski i Niemiec. Dla każdego złoża analizowano pracę dwóch różnych pogłębiarek (tab. 1). Porównawcze wartości uzyskanych wydajności i technicznych kosztów eksploatacji zestawiono w tab. 2 (Lieske i in. 2017).

4 2 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Tabela 1. Zestawienie analizowanych złóż kruszyw żwirowo-piaskowych oraz technologii stosowanych do ich eksploatacji (Jacaszek, 2015) Table 1. Summary of the analyzed deposits of sand and gravel aggregates and technologies used for their exploitation (Jacaszek, 2015) Złoże A B C D Rodzaj złoża Złoże zawodnione o zmiennej miąższości i strukturze (sypka struktura), miąższość złoża: 3 20,4 m (śr. 7,3 m) PP* 60% Złoże zawodnione o zmiennej miąższości: 3,7 23,2 m (śr. 15,5 m), z zanieczyszczeniami gliniastymi, z zalegającymi warstwami zbitej gliny, PP* 47% Złoże z domieszką zbitych frakcji kruszywa, zawodnione, o zmiennym uziarnieniu, zailone, głębokość eksploatacji do 15 m, PP* śr. 65% Złoże zawodnione z przewarstwieniami gliniastymi, występujące sporadycznie otoczaki o średnicy do 220 mm, głębokość eksploatacji do 17,2 m, PP* 65% PP* punkt piaskowy (%) Technologia eksploatacji (podstawowa maszyna) Zgarniarka linowa Pogłębiarka ssąca z systemem Jet Pogłębiarka chwytakowa Pogłębiarka wieloczerpakowa Pogłębiarka ssąca z głowicą tnącą Pogłębiarka ssąca z systemem Jet Pogłębiarka ssąca z systemem Jet Pogłębiarka ssąca z kołem tnącym Tabela 2. Zestawienie wyników analizy wydajności i kosztów eksploatacji rozpatrywanych czterech złóż (Jacaszek, 2015) Table 2. Summary of the analysis results of the performance and operational costs for the presented four deposits (Jacaszek, 2015) Parametr Złoże A B C D Zastosowana technologia Wydobycie roczne [Mg/rok] Wydajność godzinowa [Mg/godz.] Techniczny koszt eksploatacji [EUR/rok] Techniczny koszt jednostkowy [EUR/Mg] Zgarniarka linowa , ,5 0,62 Pogłębiarka ssąca z systemem Jet , ,0 0,56 Pogłębiarka chwytakowa , ,0 0,62 Pogłębiarka wieloczerpakowa , ,0 0,42 Pogłębiarka ssąca z głowicą tnącą , ,0 0,47 Pogłębiarka ssąca z systemem Jet , ,2 0,46 Pogłębiarka ssąca z systemem Jet , ,5 0,59 Pogłębiarka ssąca z kołem tnącym , ,0 0,50 Z przeprowadzonej analizy wynika, że najniższy jednostkowy koszt wydobycia i stosunkowo dużą wydajność osiągnięto przy zastosowaniu pogłębiarki wieloczerpakowej (0,42 Euro/Mg, 250 Mg/godz.) do urabiania złoża B (PP 47%, głębokość eksploatacji 3,7 23,2 m, zanieczyszczenia gliniaste). Dla tego złoża zastosowanie pogłębiarki wieloczerpakowej okazało się dużo efektywniejsze od początkowo stosowanej pogłębiarki chwytakowej. Najwyższe wydajności i niskie koszty wydobycia uzyskano dla złoża C (PP 65%, głębokość eksploatacji do 15 m, zmienne uziarnienie z domieszką iłów) z zastosowaniem do urabiania pogłębiarek ssących dodatkowo wyposażonych w głowice typu Jet lub koło tnące (wydajność 270 Mg/godz., jednostkowy techniczny koszt 0,46 0,47 euro/mg). Zaproponowana analiza zarówno wydajności, jak i kosztów pracy pogłębiarek stanowi wstępny etap przy wyborze najkorzystniejszej technologii eksploatacji. Ważną częścią analizy powinna być ocena wskaźników efektywności (rentowności) produkcji kruszyw żwirowo-piaskowych, co dla wybranych uprzednio technologii wydobycia przedstawiono w niniejszej pracy. 2. Podstawy oceny efektywności produkcji kruszyw żwirowo-piaskowych Mając określone, dla analizowanych typów pogłębiarek (Lieske i in. 2017), podstawowe wskaźniki techniczno- -ekonomiczne (wielkość wydobycia, wydajność, czas pracy, techniczne koszty eksploatacji) w niniejszej pracy przeprowadzono analizę wskaźników efektywności eksploatacji i produkcji kruszyw. Analiza efektywności dotyczyła trzech wskaźników inwestycji, a to: okresu zwrotu nakładów inwestycyjnych, wartości zaktualizowanej netto (NPV), wewnętrznej stopy zwrotu (IRR). Kształtowanie się ww. wskaźników analizowano dla każdego ze złóż w zależności od popytu na drobne (piaskowe) frakcje kruszywa (zakładając, że frakcje grube żwirowe, są zbywalne w całości), ceny kruszyw, wymaganego okresu amortyzacji pogłębiarek, osiąganej wydajności itp. Zmiana wartości niektórych parametrów niezależnych w przyjmowanych wariantach umożliwiła ocenę wrażliwości analizowanych wskaźników. Pierwszym wskaźnikiem w analizie efektywności (rentowności) produkcji jest tzw. prosty okres zwrotu przedsięwzięcia inwestycyjnego. Okres zwrotu określa czas (np. lata, miesiące), w którym dodatnie przepływy pieniężne generowane przez analizowane przedsięwzięcie inwestycyjne pokryją pierwotne nakłady inwestycyjne (Nowicki, 2013). Dla oceny tego wskaźnika konieczne jest: oszacowanie przepływów pieniężnych w każdym analizowanym okresie, obliczenie skumulowanych przepływów pieniężnych (narastająco),

5 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 3 wyznaczenia takiego okresu, dla którego skumulowane przepływy pieniężne zmieniają wartość z ujemnych na dodatnią. Prosty okres zwrotu można zastosować do porównania potencjalnej atrakcyjności różnych projektów (wybór typu który lepszy ). Przyjmuje się wówczas, że atrakcyjniejszy jest ten projekt, który ma krótszy okres zwrotu. Kolejnym zastosowaniem tego wskaźnika jest wyznaczenie tzw. punktu krytycznego, czyli arbitralnie wyznaczonego okresu zwrotu i odrzucanie przedsięwzięć inwestycyjnych, których okres zwrotu przekracza ten punkt. Jest to więc wybór przyjąć- -odrzucić (Machała, 2004). W górnictwie kruszyw jako punkt krytyczny, czyli graniczną wartość tego wskaźnika, można przyjąć okres amortyzacji podstawowej maszyny wydobywczej, czyli w przypadku kruszyw eksploatowanych spod wody najczęściej pogłębiarki. W związku z tym, że analizowane kopalnie zlokalizowane są zarówno w Polsce, jak i w Niemczech, okresy amortyzacji maszyn i urządzeń są różne. W Polsce ustawowo przewidziany okres wynosi 14 lat, natomiast w Niemczech 10 lat. Z uwagi na trudne warunki pracy, skutkujące mniejszą trwałością i sprawnością techniczną maszyn, okres 14-letni można skrócić, stosując współczynnik maksymalny w o wartości 1,4 (Ustawa ). Do obliczeń przyjęto okres amortyzacji na poziomie 13 lat, ze względu również na wydłużony czas pracy w okresie letnim. Wpływ tych różnic zostanie pokazany w dalszej analizie progu rentowności. W analizie przyjęto oznaczenie zawartości frakcji piaskowej i żwirowej poprzez tzw. punkt piaskowy (PP), dla przykładu PP=65% oznacza, iż w wydobytej kopalinie 65% stanowi piasek (frakcja drobna o uziarnieniu poniżej 2 mm), natomiast 35% żwir (frakcja powyżej 2 mm). Ma to znaczenie pod kątem jakości i ilości wydobytego surowca i wielkości uzyskanego przychodu. Frakcje żwirowe są poszukiwanym surowcem, natomiast piasek jest znacznie trudniej zbywalny, a w niektórych regionach i okresach czasu, zarówno w Polsce, jak i w Niemczech, jest produktem (odpadem) niezbywalnym. Niesprzedany piasek często stosowany jest do celów rekultywacyjnych lub jest deponowany z powrotem w wyrobisku (w kopalniach z eksploatacją spod wody jest topiony w basenach eksploatacyjnych). Odpowiednio do regionalnego popytu ceny piasku i żwiru kształtują się zmiennie. Bazując na informacjach od firm w Niemczech i w Polsce, różnice w cenie jednego Mg żwiru lub piasku sięgają nawet do kilku euro. W pracy przyjęto średnią cenę jednej tony żwiru na poziomie 6 euro/mg, natomiast piasku 2,5 euro/ Mg. Założenia te wynikają z danych wieloletnich w Polsce i w Niemczech. W związku z brakiem rentowności produkcji kruszyw uzyskanym dla niektórych przyjętych założeń dla obliczenia wymaganego minimalnego okresu amortyzacji pogłębiarek, co ma znaczenie przy zagospodarowywaniu złóż kruszyw o niedużych zasobach lub zmiennym lokalnym zapotrzebowaniu, konieczne było określenie stopnia wrażliwości rentowności od ceny sprzedaży kruszywa oraz wydajności i wolumenu zbytu kruszywa. Drugim analizowanym wskaźnikiem efektywności produkcji kruszyw będzie wartość bieżąca netto produkcji (NPV Net Present Value). Na podstawie wartości kapitałowej danej inwestycji przedstawiona zostanie suma wartości gotówkowych wszystkich wpływów i wydatków wynikających z inwestycji. Porównywalność płatności przypadających w różnych okresach zapewniona zostanie na podstawie zdyskontowanych kosztów i przychodów na początek okresu inwestycji. Ustalenie NPV następuje za pomocą następującej zależności (Jacaszek, 2015; Schulte, 1986): gdzie: K 0 wartość kapitałowa inwestycji, d różnica między rocznymi wpływami i wydatkami, i stopa dyskontowa (procentowa), A 0 wydatek początkowy, A t wydatek roczny, E t przychody roczne, t = 0 n kolejne lata. Za podstawę analizy przyjęto okresy 5, 10 i 13 lat, a jako nakład (wydatek inwestycyjny) przyjęto cenę nabycia pogłębiarek. Głównym elementem NPV jest stopa dyskontowa (procentowa). Jest ona indywidualna dla każdego przedsiębiorstwa, zatem należy posłużyć się innym parametrem, a mianowicie średnim ważonym kosztem kapitału (WACC Weighted Average Cost of Capital), który uwzględnia żądane zyski minimalne wszystkich udziałowców. Dla branży surowca, z kilkuset notowanych na giełdzie przedsiębiorstw wynika, że średnia wartość WACC jest zmienna i w analizowanym okresie wynosiła 8,73% (Jacaszek, 2015). W artykule przeprowadzona została analiza wrażliwości, tj. analiza zmian poziomu NPV pod wpływem zmian stopy dyskontowej. Umożliwiło to zweryfikowanie w jakim stopniu stopa procentowa wpływa na wartość kapitałową przedsięwzięcia inwestycyjnego. Ostatnim elementem analizy efektywności branych pod uwagę przedsięwzięć inwestycyjnych było wyznaczenie wewnętrznej stopy zwrotu (IRR Internal Rate of Return). Metoda wewnętrznej stopy zwrotu to stopa procentowa, przy której obecna wartość strumieni wydatków pieniężnych jest równa obecnej wartości wpływów pieniężnych. Jest to taka stopa procentowa, przy której wartość bieżąca netto ocenianego przedsięwzięcia inwestycyjnego jest równa zero (NPV=0). IRR pokazuje bezpośrednio stopę rentowności badanych przedsięwzięć. Pojedyncze przedsięwzięcie jest opłacalne wówczas, gdy jego IRR jest wyższa (w skrajnym przypadku równa) od stopy granicznej, będącej najniższą możliwą do zaakceptowania przez inwestora stopą rentowności. Wewnętrzną stopę zwrotu wyznaczamy na podstawie zależności (Sierpińska, Jachna 2004): gdzie: IRR wewnętrzna stopa zwrotu, i 1 poziom stopy dyskontowej, przy której NPV>0, i 2 poziom stopy dyskontowej, przy której NPV<0, PV poziom NPV obliczony na podstawie i1, NV poziom NPV obliczony na podstawie i2. 3. Analiza efektywności eksploatacji kruszyw na przykładzie złoża A W poprzednim artykule (Lieske i in. 2017) wskazano, iż na analizowanym złożu A efektywniejsza i bardziej wydajna jest praca pogłębiarki ssącej z systemem Jet w porównaniu do zgarniarki linowej. Dla potwierdzenia tych wniosków obecnie przeprowadzimy analizę i porównanie wskaźników rentowności badanych przedsięwzięć inwestycyjnych, tj. produkcji i sprzedaży kruszyw dla obydwóch technologii. (1) (2)

6 4 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Na rys. 1 przedstawiono proste okresy zwrotu przedsięwzięcia wydobycia i produkcji kruszyw ze złoża A dla pogłębiarki ssącej w porównaniu ze zgarniarką linową, przyjmując założone wcześniej ceny sprzedaży żwiru i piasku na poziomach 6 oraz 2,5 euro/mg oraz zakładając zmienny popyt na drobne, piaskowe frakcje kruszywa. Z wykresów możemy wnioskować, że okres zwrotu dla zgarniarki linowej nie może być osiągnięty nawet przy założeniu 100% sprzedaży żwiru i piasku. Pogłębiarka ssąca natomiast potrzebuje ok. 52 miesięcy (4,33 lata) zanim przychody zrównają się z kosztami, przy założonych cenach kruszyw i 100% sprzedaży. Przy mniejszej sprzedaży piasku (20 80%) również pogłębiarka ssąca nie osiągnie okresu zwrotu. Aby zgarniarka linowa mogła osiągnąć okres zwrotu, konieczne by było zwiększenie jej wydajności rocznej do 150% i wzrost ceny sprzedaży piasku do 3 euro/mg. Jej okres pokrycia ujemnych przepływów przez wpływy z przedsięwzięcia dla 100% ilości sprzedanych kruszyw wynosi 28 lat, jednak mało realne jest osiągnięcie takiego poziomu sprzedaży. Na złożu A w rzeczywistości sprzedano 100% żwiru i tylko 30% piasku. Z tej też przyczyny wykonano analizę wrażliwości okresu zwrotu ze względu na cenę zbytu piasku, z której wynika, że okres zwrotu nakładów zgarniarki wyniesie lat przy cenach żwiru i piasku na poziomach odpowiednio 10 i 6 euro/mg i pod warunkiem sprzedaży także całości wydobytego piasku, co nie jest jednak możliwe do osiągnięcia na rynku, w którym jest silna konkurencja. Natomiast okres niezbędny do odzyskania poniesionych nakładów z osiąganych nadwyżek finansowych dla pogłębiarki ssącej jest możliwy do osiągnięcia przy sprzedaży ok. 30% wydobytego piasku przy założeniu cen: żwir 7 euro/mg, piasek 4 euro/mg (rys. 2). Przy tych założeniach jej okres zwrotu nakładów wyniesie ok. 12 lat. Ponadto zaletą pogłębiarki oprócz niższych kosztów jej zakupu jest wzrost jej wydajności. Potwierdzenie tych wniosków uzyskano również dla obliczeń wartości NPV. Z uwagi na zmienność sytuacji rynkowej i zmienne ceny sprzedaży kruszyw wykonano analizę zakładającą zróżnicowanie wydajności wydobycia w zakresie od -20 do +50% oraz wielkość sprzedaży w granicach % wartości bazowych. Dla analizowanych złóż i technologii przyjęto 10 wariantów zmiany obu wskazanych parametrów, co przedstawiono w tab. 3, a obliczone wartości NPV dla złoża A na rys. 3. Rys. 1. Okres zwrotu nakładów inwestycyjnych dla zgarniarki linowej i pogłębiarki ssącej z systemem Jet dla złoża A w zależności od ilości sprzedanej drobnej frakcji piaskowej (Jacaszek, 2015) Fig. 1. Period of return on investment for dragline scraper and suction dredger with Jet system for deposit A depending on the amount of the fine sand fraction sold (Jacaszek, 2015) Rys. 2. Okres zwrotu nakładów dla pogłębiarki ssącej przy sprzedaży piasku na poziomie 30%, przy cenach: żwir 7 euro/mg, piasek 4 euro/mg (Jacaszek, 2015) Fig. 2. Period of return on investment for suction dredger with the sale of sand at 30%, at the following prices: gravel 7 euro/ton, sand 4 euro/ton (Jacaszek, 2015)

7 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 5 Tabela 3. Warianty zmiany wielkości wydobycia i sprzedaży kruszyw żwirowo-piaskowych przyjęte dla analizowanych złóż (A, B, C, D) Table 3. Variations of volume change in production and sales of sand and gravel aggregates assumed for the analyzed deposits (A, B, C, D) L.p. Wielkość bazowej wydajności wydobycia [%] Wielkość sprzedaży kruszyw (żwir/piasek) [% / %] / / / / / / / / / / 80 Z rys. 3 wynika, że wartości NPV dla zgarniarki linowej są ujemne dla wszystkich badanych wariantów (tab. 1), natomiast dla pogłębiarki ssącej przy założeniu wielkości sprzedaży na poziomie 80% dla piasku i wydajności 120% wartości bazowej, możliwe jest osiągniecie zerowej wartości NPV (przy przyjętych na początku cenach: żwir 6 euro/ Mg, piasek 2,5 euro/mg). W przypadku dalszego wzrostu wydobycia do 150% i sprzedaży kruszyw wartość NPV jest dodatnia. Wykresy te pokazują wrażliwość NPV na zmiany wielkości sprzedaży. Zależy to również w dużej mierze od kształtowania się poziomu kosztów. Na rys. 4 przedstawiono zależność między stopą procentową a odpowiednimi wartościami kapitałowymi NPV. Dla zgarniarki linowej uzyskano ujemne wartości NPV nawet przy minimalnej stopie procentowej (1%) (Jacaszek, 2015), natomiast dla pogłębiarki ssącej niższa stopa dyskontowa odpowiada wyższym NPV. Ta dodatnia wartość NPV, osiągana przy założeniu 100% wolumenu sprzedaży, jest przede wszystkim wynikiem niższych nakładów inwestycyjnych, jak i wyższej wydajności wydobycia. Niższe nakłady inwestycyjne związane są z prostszą konstrukcją pogłębiarki ssącej z systemem Jet w porównaniu ze zgarniarką linową. Ze względu na większą wydajność wydobycia osiąga się szybszy zwrot nakładów realizowanego przedsięwzięcia, a w konsekwencji wypracowywany jest zysk. Wartości IRR wskazują na podobny wynik. Wyniki obliczeń potwierdzają, że praktycznie na rentowność produkcji kruszyw podstawowy wpływ ma wydajność, wielkość sprzedaży frakcji drobnych kruszyw i ceny sprzedaży. Dla analizowanego złoża A należy stwierdzić, że pogłębiarka ssąca z systemem Jet stanowi korzystny wybór. Wniosek ten opiera się nie tylko na analizie wskaźników techniczno-ekonomicznych procesu wydobycia kruszyw, ale także na wynikach analizy rentowności produkcji. Rys. 3. Wartości NPV po 13 latach wydobycia przy założeniu zmiennej wydajności i wielkości sprzedaży kruszyw dla zgarniarki linowej oraz pogłębiarki ssącej (Jacaszek, 2015) Fig. 3. NPV values after 13 years of extraction, assuming variable performance and sale rate of aggregates for dragline scraper and suction dredger (Jacaszek, 2015) Rys. 4. NPV w zależności od stopy procentowej dla zgarniarki linowej i pogłębiarki ssącej z systemem Jet (Jacaszek, 2015) Fig. 4. NPV depending on the interest rate for dragline scraper and suction dredger with Jet system (Jacaszek, 2015)

8 6 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Rys. 5. Ekonomiczna ocena doboru typu pogłębiarki dla złoża A. Przyjęta skala z oznaczeniami kolorów: zielony pogłębiarka nadaje się (do danych warunków), żółty pogłębiarka nadaje się warunkowo, czerwony pogłębiarka nie nadaje się (Jacaszek 2015) Fig. 5. Economic evaluation of dredging type selection for deposit A. Assumed scale with color markings: green dredger suitable (for specific conditions), yellow dredger conditionally suitable, red dredger not suitable (Jacaszek 2015) 4. Podsumowanie analizy ekonomicznej doboru pogłębiarek do wydobycia kruszyw spod wody Ogólniejsze wyniki analizy ekonomicznej dla złoża A po uwzględnieniu możliwości doboru 6 różnych typów pogłębiarek przedstawiono w sposób graficzny na rys. 5. Do oceny wykorzystano trzy podstawowe wskaźniki: prosty okres zwrotu nakładów inwestycyjnych, NPV i IRR. Jako parametry podstawowe dla obliczenia wskaźników były brane pod uwagę: średnia wydajność, koszty produkcji, ceny kruszyw i inne parametry przykładowo analizowane w niniejszej pracy. Z rysunku 5 wynika, iż tylko zastosowanie pogłębiarki ssącej z systemem Jet oraz pogłębiarki ssącej z głowicą tnącą umożliwia osiągnięcie progowej wartości okresu zwrotu nakładów inwestycyjnych (amortyzacji pogłębiarki) w wymaganym okresie (13 lat). W przypadku pogłębiarki z kołem tnącym i pogłębiarki wieloczerpakowej-łańcuchowej okres zwrotu może zostać osiągnięty tylko przez ograniczenie kosztów lub zwiększenie cen sprzedaży kruszyw, głównie ze względu na wyższe nakłady związane z ceną nabycia pogłębiarek. Natomiast inwestycje w zakup zgarniarki linowej i pogłębiarki chwytakowej do eksploatacji złoża A okazały się nierentowne. W odniesieniu do NPV niektóre pogłębiarki tylko częściowo osiągają wartość dodatnią NPV, a dla innych wskaźnik ten jest ujemny, jak np. przy zastosowaniu zgarniarki, pogłębiarki wieloczerpakowej-łańcuchowej i pogłębiarki chwytakowej. Pogłębiarki: ssąca, z głowicą lub kołem tnącym mogą osiągnąć dodatnie NPV przy stosunkowo niedużym zwiększeniu przychodów. W podsumowaniu należy stwierdzić, że z branych pod uwagę 6 typów pogłębiarek do eksploatacji złoża A najkorzystniejsze wyniki ekonomiczne można osiągnąć przy zastosowaniu pogłębiarki ssącej ze wspomaganiem typu Jet. Z pierwszej części artykułu wynika, że ten typ pogłębiarki również jest korzystny do zastosowania dla złoża A pod względem technicznym. Jako alternatywne urządzenie, lecz z pewnymi zastrzeżeniami, może być stosowana pogłębiarka ssąca z głowicą tnącą. Być może pogłębiarka z głowicą tnącą stanowiłaby opłacalną inwestycję, jeśli po eksploatacji na złożu A planowana byłaby eksploatacja kruszywa z następnego złoża o bardziej zbitej strukturze. 5. Podsumowanie i wnioski końcowe Europejski przemysł kruszyw obejmuje ok. 17 tysięcy firm produkujących kruszywa w ok. 29 tysiącach zakładów, zatrudniając bezpośrednio lub pośrednio ponad 280 tys. osób. W Polsce kruszywa naturalne eksploatowane są z ok złóż. Większość (ok. 70%) eksploatowanych w Polsce i w Niemczech kruszyw żwirowo-piaskowych wydobywanych jest spod lustra wody (Kozioł i inni 2011). Do wydobycia zarówno w Polsce, jak i w Niemczech stosowane są różnego typu pogłębiarki, koparki zgarniakowe lub łyżkowe pracujące z lądu oraz zgarniarki linowe. Pomimo dużej wielkości wydobycia kruszyw żwirowo- -piaskowych i dużej liczby zakładów produkcyjnych (górniczych), dotychczas, zarówno w Polsce, jak i w Niemczech nie dopracowano się odpowiedniej analitycznej metody umożliwiającej optymalny dobór technologii wydobycia kruszyw dla danych warunków górniczo-geologicznych i ekonomiczno- -organizacyjnych. W praktyce bardzo często dobór technologii wydobycia odbywa się metodą prób i błędów, co w efekcie przyczynia się do wzrostu nakładów inwestycyjnych i kosztów eksploatacji kruszyw. Przeprowadzona w artykule wariantowa analiza ekonomiczna w przeważającej większości wykorzystuje dane przemysłowe z zakładów kruszyw w Polsce i w Niemczech. Efektem tej analizy są obliczenia i zestawienie przydatności poszczególnych typów pogłębiarek do wydobycia przykładowo wybranego złoża A. Analiza rentowności dotyczyła wskaźników: okresu zwrotu nakładów inwestycyjnych, wartości zaktualizowanej netto (Net Present Value NPV),

9 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 7 wewnętrznej stopy zwrotu (Internal Rate of Return IRR). Kształtowanie się ww. wskaźników analizowano w zależności od popytu na frakcje drobne kruszywa (zakładając, że frakcje żwirowe będą zbywane w całości), ceny kruszyw, wymaganego okresu amortyzacji pogłębiarki oraz osiąganej wydajności. Zmiana wartości niektórych parametrów niezależnych w analizowanych wariantach umożliwiła ocenę wrażliwości wskaźników efektywności. Z oceny technicznej wynika najkorzystniejsza przydatność dla eksploatacji złoża A pogłębiarki ssącej z systemem Jet oraz pogłębiarki z głowicą tnącą. Pozostałe 4 typy pogłębiarek osiągają jedynie ograniczoną przydatność. Ocena ekonomiczna potwierdziła najlepszą przydatność pogłębiarki ssącej z systemem Jet. Pozostałe typy pogłębiarek ocenione zostały jako przydatne warunkowo lub jako nieprzydatne. Mając na uwadze zmienność i różnorodność złóż kruszyw żwirowo-piaskowych i niekiedy wzajemnie wykluczające się czynniki, przedstawioną metodykę doboru technologii wydobycia kruszyw spod wody należy traktować jako wstępny, analityczny, mniej kosztowny i czasochłonny od stosowanych często metod praktycznego sprawdzania różnego typu technologii w danych warunkach złożowych, sposób podejmowania odpowiednich decyzji przez przedsiębiorców. Literatura JACASZEK C Metoda doboru technologii urabiania złóż żwirowo- -piaskowych spod wody. Praca doktorska (niepublikowana). AGH Wydział Górnictwa i Geoinżynierii. Kraków. KOZIOŁ W., MACHNIAK Ł., CIEPLIŃSKI A Technologie wydobycia kruszyw żwirowo-piaskowych spod wody. Przegląd Górniczy nr 7-8. LIESKE C., KOZIOŁ W., BORCZ A Eksploatacja kruszyw żwirowo- -piaskowych spod wody porównanie technologii. Część 1. Przegląd Górniczy nr 4. MACHAŁA R Praktyczne zarządzanie finansami firmy. Wydanie II, Wydawnictwo Naukowe PWN, Warszawa. NOWICKI J Zdyskontowany okres zwrotu jako miara opłacalności przedsięwzięć inwestycyjnych. Zeszyty Naukowe Uniwersytetu Szczecińskiego nr 786. Finanse, Rynki Finansowe, Ubezpieczenia. Nr 64/1. SCHULTE K W: Wirtschaftlichkeitsrechnung, 4. Wydanie, Physica- Verlag. Heidelberg. SIERPIŃSKA M., JACHNA T Ocena przedsiębiorstwa według standardów światowych. Wydawnictwo Naukowe PWN, Warszawa. Ustawa o podatku dochodowym od osób prawnych (updop) art. 16i ust. 2-4 i 6-7 (Dziennik Ustaw 1992 rok, Nr 21 poz. 86). Artykuł wpłynął do redakcji marzec 2017 Artykuł akceptowano do druku r. 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!!!

10 8 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Wpływ sposobu pobudzenia materiału wybuchowego emulsyjnego luzem na prędkość detonacji na przykładzie Emulinitu 8L Impact of initiation method of bulk emulsion explosive on the velocity of detonation based on Emulinit 8L dr inż. Piotr Mertuszka* ) mgr inż. Krzysztof Fuławka* ) mgr inż. Bogusław Cenian** ) mgr inż. Bartłomiej Kramarczyk*** ) Treść: W artykule przedstawiono wyniki badań wpływu zastosowanego środka inicjującego na prędkość detonacji materiału wybuchowego. Przedmiotem badań był materiał wybuchowy emulsyjny luzem Emulinit 8L produkowany przez firmę Nitroerg S.A. z Bierunia. W ramach badań przeanalizowano przebiegi detonacji na całej długości ładunków MW dla wszystkich analizowanych przypadków oraz charakterystykę rozbiegu materiału do prędkości maksymalnej. Abstract: This paper presents the results of analysis of the impact of initiation method on the detonation velocity of explosives. The subject of research was Emulinit 8L emulsion explosive manufactured by Nitroerg S.A. from Bieruń. Within the framework of the presented research, detonation characteristics on the entire length of explosive s samples as well as characteristics of detonation run-up to maximum velocity were analyzed. Słowa kluczowe: materiały wybuchowe, prędkość detonacji, systemy inicjacji MW Keywords: explosives, velocity of detonation, explosive s initiation methods 1. Wstęp Materiały wybuchowe (MW) są powszechnie stosowane w przemyśle górniczym do urabiania skał zwięzłych. Ponieważ * ) KGHM Cuprum, Wrocław, ** ) KGHM Polska Miedź O/ZG, Polkowice, *** ) NITROERG S.A. Bieruń wzrastające zużycie MW niosło ze sobą zwiększenie ryzyka wystąpienia potencjalnego wypadku, producenci stali przed wyzwaniem poprawy poziomu bezpieczeństwa robót strzałowych. W efekcie powstały materiały wybuchowe emulsyjne (MWE), które stanowią alternatywę dla saletroli czy dynamitów. Ich przewagą jest minimalna zawartość gazów szkodliwych w produktach wybuchu. Charakteryzują

11 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 9 się one również dużą efektywnością urabiania i stosunkowo niewielkim negatywnym wpływem na środowisko. Dla zapewnienia odpowiednio dużego impulsu energetycznego, który może doprowadzić do detonacji, stosuje się dodatkowe środki inicjujące ułatwiające przeniesienie detonacji z zapalnika elektrycznego lub lontu detonującego na podstawowy ładunek MW (Morawa 2004, Morawa, Onderka 2013). Aby osiągnąć maksymalną efektywność urabiania, należy doprowadzić do takiej inicjacji materiału wybuchowego, aby osiągnął on maksymalną prędkość detonacji na możliwie najkrótszym odcinku otworu strzałowego. Może to przyczynić się do zapewnienia odpowiedniej fragmentacji urobku, przy jednoczesnym zmniejszeniu prawdopodobieństwa powstawania tzw. fajek. Obecnie na rynku dostępna jest pełna gama środków inicjujących MW, w tym pobudzacze lontowe i różnego rodzaju zapalniki. Doboru odpowiedniego sposobu pobudzenia dokonuje się w oparciu o parametry stosowanego materiału wybuchowego oraz parametry mechaniczne skał. Przeprowadzone dotychczas badania nie pozwalają jednoznacznie stwierdzić, w jakim stopniu sposób pobudzenia wpływa na prędkość detonacji MW. Jak zaznacza Cudziło i in. (1995), rodzaj i energia wzbudzenia mają wpływ na czas, w którym materiał wybuchowy rozpędzi się do stałej prędkości, jednak nie wpływają one na samą wartość prędkości detonacji. Podobne wnioski wyciągnęli Paszula i Kowalewski (2015), którzy wykazali, że zmiana prędkości detonacji w funkcji odległości od miejsca zainicjowania MW pobudzaczem Hx/A1 i samym zapalnikiem różnią się tylko na etapie rozbiegu MW do detonacji stacjonarnej, natomiast prędkość detonacji pozostaje na jednakowym poziomie. Z kolei obszerne badania zrealizowane przez Guptę i in. (2001) wykazały, że wielkość pobudzacza może mieć znaczny wpływ na prędkość detonacji materiałów typu ANFO. Jednocześnie autorzy dowiedli, że wielkość pobudzacza nie wpływa na zmianę prędkości detonacji stabilnej materiału wybuchowego typu SMS 654 (materiał wybuchowy zawiesinowy). Oznacza to, że wpływ pobudzenia na prędkość detonacji stacjonarnej może różnić się w zależności od stosowanego MW. Równie obszerna analiza przeprowadzona została przez Žganeca i in. (2016), gdzie badania wpływu pobudzenia na prędkość detonacji wykonano w 141 otworach strzałowych na materiałach typu ANFO i Heavy ANFO przy zastosowaniu trzech typów pobudzaczy. Tym razem wyniki badań wykazały jednoznacznie, że typ pobudzacza ma istotny wpływ na prędkość detonacji stacjonarnej. Podobne spostrzeżenia zaprezentowali Bilgin oraz Esen (2000), którzy przebadali w sumie 3 typy materiałów wybuchowych (saletrole), tj. ELBAR-5, BARANFO-50 oraz BARANFO-100, inicjując je przy użyciu dwóch typów pobudzaczy. W efekcie stwierdzono, że dla każdego z trzech badanych materiałów prędkość detonacji zmienia się w zależności od stosowanego pobudzacza. Autorzy nie spotkali się jednak z opracowaniem traktującym o wpływie stosowanego pobudzenia na prędkość detonacji materiałów wybuchowych emulsyjnych luzem. W niniejszym opracowaniu przedstawiono wyniki badań wpływu sposobu pobudzenia na prędkość detonacji MWE luzem typu Emulinit 8L. 2. Metodyka i przedmiot badań Pomiar prędkości detonacji prowadzono przy pomocy urządzenia MicroTrap kanadyjskiej firmy MREL. Urządzenie to umożliwia rejestrację ciągłą w oparciu o metodę elektryczną. Szczegółowy opis zasady działania urządzenia MicroTrap znaleźć można w literaturze przedmiotu (Cenian i in. 2015, Mertuszka i in. 2017b). Rozdzielczość na poziomie 2 MHz pozwala na szczegółowe przeanalizowanie przebiegu detonacji na całej długości ładunku MW, w tym także na określenie prędkości detonacji środka inicjującego. Badania przeprowadzono na terenie zakładowego placu testowego materiałów wybuchowych firmy Nitroerg w Bieruniu. Do elaboracji prób wykorzystano Modułowe Urządzenie Pompujące. Przedmiotem badań był materiał wybuchowy emulsyjny luzem o handlowej nazwie Emulinit 8L produkowany przez firmę Nitroerg S.A. z Bierunia. Analizę wpływu sposobu pobudzenia na prędkość detonacji przeprowadzono z wykorzystaniem następujących środków inicjujących (rys. 1 oraz tab. 1): zapalnika elektrycznego i dynamitu Ergodyn 30E o średnicy 25 mm (Nitroerg S.A.), zapalnika elektrycznego i pobudzacza Rioprime 25 (Maxam Deutchland GmbH), zapalnika elektrycznego i pobudzacza Nitrobooster 10M (Nitroerg S.A.), zapalnika elektrycznego i pobudzacza NKG-20 (Explosive service a.s.), zapalnika elektrycznego wzmocnionego (Nitroerg S.A.), zapalnika elektrycznego (Nitroerg S.A.). Próbki wykonane zostały z 1-metrowych rur tworzywowych o średnicy wewnętrznej 50 mm, które załadowano ok. 2,2 kg materiału wybuchowego. Taka ilość umożliwiła 100-procentowe wypełnienie rur i eliminację możliwych pęcherzy powietrza powstałych w trakcie ładowania. W wyniku reakcji chemicznej, materiał wybuchowy powiększał swoją objętość. Nadmiar ten usuwano na bieżąco. Następnie rury zaślepiano z obydwu stron korkami, w których wykonano wcześniej otwory umożliwiające centralne umieszczenie sondy, zapalnika oraz zestawu zapalnik + pobudzacz. Schemat instalacji sond pomiarowych przedstawiono na rys. 2. Tabela 1. Wybrane parametry przebadanych środków inicjujących (wg danych producentów) Table 1. Selected parameters of tested initiators (based on manufacturers data) Wybrane parametry pobudzaczy Ergodyn 30E Ø25 mm NKG-20 Rioprime 25 Nitrobooster 10M Prędkość detonacji [m/s] Wrażliwość na uderzenie [J] Wrażliwość na tarcie [N] Masa MW [g] 125 1) 15 2) 20 3) 10 4) Wybrane parametry zapalników ZE WZI Masa ładunku wtórnego [g] 0,65 4) 1,09 4) 1) dynamit; 2) heksogen, pentryt, trotyl; 3) pentryt, trotyl, ftalan diizobutylu, azotan(v) potasu; 4) pentryt

12 10 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Rys. 1. Wybrane pobudzacze zastosowane do badań (z lewej) oraz elaboracja prób (z prawej) Fig. 1. Selected boosters used for tests (left) and charging of samples (right) Rys. 2. Schemat instalacji sondy i zapalnika w rurze tworzywowej Fig. 2. Scheme of the installation of the probe and the detonator in a plastic pipe Po załadowaniu prób i odczekaniu czasu potrzebnego na ustabilizowanie się MW, w którym zwiększał on swoją objętość w wyniku zachodzenia reakcji chemicznej (Mertuszka i in. 2017a), przystąpiono do pomiarów prędkości detonacji. W ramach badań przeprowadzono trzy serie pomiarowe z zastosowaniem wybranych środków inicjujących w następującej kolejności: dynamit skalny Ergodyn 30E, pobudzacze Rioprime 25, Nitrobooster 10M i NKG-20 oraz zapalnik skalny elektryczny natychmiastowy (ZE) i zapalnik elektryczny wzmocniony (WZI). 3. Wpływ badanych środków inicjujących na prędkość detonacji MWE luzem Wyniki pomiarów przedstawione w tab. 2 oraz na rys. 3 wykazują równomierny spadek prędkości detonacji materiału wybuchowego, niezależnie od zastosowanego środka inicjującego. Spadek ten związany jest ze zmianą parametrów MW w czasie oraz przerwą technologiczną pomiędzy kolejnymi badaniami, niezbędną do uzbrojenia prób i przygotowaniem do odpalenia. Tabela 2. Pomierzone prędkości detonacji MWE luzem dla różnych typów pobudzenia Table 2. Velocity of detonation measured for different types of initiation L.p. Sposób pobudzenia Prędkość detonacji (m/s) Seria 1 Seria 2 Seria 3 1. Ergodyn 30E Rioprime Nitrobooster 10M NKG WZI ZE

13 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 11 Spadek prędkości detonacji MWE pomiędzy poszczególnymi badaniami przyjmuje charakter liniowy (rys. 4) przy współczynniku determinacji na poziomie R 2 = 0,81, co oznacza, że sposób pobudzenia MWE luzem nie wpływa na prędkość detonacji stacjonarnej. Rys. 3. Pomierzona prędkość detonacji MWE dla wszystkich badanych typów pobudzenia Fig. 3. Velocity of detonation measured for all types of initiation Rys. 4. Przebiegi prędkości detonacji dla wszystkich badanych sposobów inicjacji Fig. 4. Curves of velocity of detonation for different initiation types

14 12 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Wyniki badań wykazują, że przebadane rodzaje środków inicjujących nie wpływają na wartość prędkości detonacji ładunków MWE Emulinit 8L. Nie oznacza to jednak, że stosowanie pobudzaczy jest nieuzasadnione. Stabilne przebiegi prędkości detonacji wskazują, że MWE Emulinit 8L ma charakterystykę umożliwiająca rozpędzenie go do maksymalnej prędkości już przy dostarczeniu minimalnego, wymaganego impulsu energetycznego (np. zapalnika). Z punktu widzenia efektywności urabiania istotny jest przebieg rozbiegu MW do poziomu stabilnej detonacji, tzn. należy doprowadzić do takiego pobudzenia, aby materiał osiągnął maksymalną wartość prędkości detonacji na możliwie najkrótszym odcinku od miejsca pobudzenia. 4. Analiza charakterystyk rozbiegów MWE do stabilnej prędkości detonacji przy użyciu różnych sposobów pobudzenia Długość odcinka, po którym materiał wybuchowy osiąga stabilną/ustaloną prędkości detonacji, deklarowaną przez producenta, ma kluczowe znaczenie ze względu na bezpieczeństwo robót strzałowych (pozostawanie niezdetonowanego MW w otworach) i efektywność urabiania (słabe zabiory). Na przebiegach poszczególnych prędkości detonacji (rys. 5 8) wykreślono punkty, w których materiał osiąga tzw. prędkość stabilną, przyjmującą charakter liniowy. W celu wykonania dokładnej analizy przyjęto warunek progowy mówiący, że współczynnik determinacji określający zależność pomiędzy wygenerowaną linią trendu a zmierzoną prędkością detonacji na określonym odcinku powinien wynosić. R2 0,9998. Do wygenerowania prostej zastosowano klasyczną regresję liniową z wykorzystaniem metody najmniejszych kwadratów opisaną równaniem: (1) gdzie współczynniki b i a wyliczamy kolejno ze wzorów (2) i (3) gdzie: Y zmienna zależna, Y predyktor, Y średnia dla zmiennej zależnej, X średnia dla predyktora, N liczebność obserwacji. Metoda ta znajduje w szczególności zastosowanie w analizach zależności liniowych, ponieważ jest wrażliwa na wartości odstające. Oznacza to, że w przypadku nagłej zmiany kąta nachylenia krzywej reprezentującej prędkość detonacji, wartość współczynnika determinacji spada wyraźnie poniżej zakładanego progu dopasowania. Ostatecznie wyznaczono te odcinki na krzywych, na których prędkość detonacji była stała. Stopnie dopasowania aproksymowanej linii do wartości rzeczywistych przedstawiono w tab. 3. Tabela 3. Stopień dopasowania wygenerowanej krzywej do wartości rzeczywistych Table 3. Matching of the generated approximation curve with the measured values L.p. Środek inicjujący Współczynnik determinacji R2 [-] Seria 1 Seria 2 Seria 3 1. Ergodyn 30E 0, , , Rioprime , , Nitrobooster 10M 0, , , NKG-20 0, , , WZI 0, , , ZE 0, , , Rys. 5 przedstawia zasadnicze etapy procesu detonacji istotne dla analizy skuteczności pobudzenia. Krzywa niebieska (2) (3) Rys. 5. Etapy detonacji MW Fig. 5. Stages of explosive detonation process

15 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 13 charakteryzuje etap pobudzenia. Duże nachylenie gwarantuje wyższą prędkość detonacji samego środka inicjującego, co z kolei przekłada się na początkową energię całego procesu detonacji i minimalizuje możliwość pozostawania resztek MW na dnie otworu strzałowego, bądź powstawania tzw. fajek. Drugi etap (czerwony) odnosi się do momentu przeniesienia detonacji ze środka inicjującego na materiał wybuchowy. W przypadku stosowania pobudzaczy istotne jest, aby odcinek ten był jak najkrótszy lub, co jest bardzo pożądane, nie występował w ogóle. Etap trzeci (czarny) reprezentuje stabilną detonacje, czyli stan docelowy. W przypadku stosowania samych zapalników, etap pierwszy jest pomijalny. Istotne jest zatem aby impuls energetyczny pochodzący z zapalnika umożliwił jak najszybsze osiągnięcie stabilnej detonacji. Na rys. 6-8 przedstawiono przebiegi prędkości detonacji dla poszczególnych serii pomiarowych z wyznaczonymi punktami, od których prędkość detonacji przyjmuje charakter liniowy. Wyniki 1 serii pomiarowej potwierdziły zasadność stosowania pobudzaczy (krzywa fioletowa, czerwona i niebieska). Wysoka prędkość początkowa gwarantuje duży impuls energetyczny, co jest szczególnie ważne przy detonacji od dna otworu, gdzie potrzeba największej siły do skruszenia otaczających skał. Zdecydowanie najlepszą skuteczność przedstawia krzywa pobudzenia przy użyciu pobudzacza NKG-20, który poza największą prędkością początkową charakteryzuje się również najdłuższym odcinkiem podwyższonej prędkości sięgającym niemalże 21 cm. W przypadku inicjacji dynamitem (Ergodyn 30E) zaobserwowano problem zarówno z rozbiegiem materiału, jak i z samym przeniesieniem detonacji na dalszy ładunek. Sytuacja taka może być spowodowana trudnościami z umieszczeniem dynamitu w załadowanej próbie, ze względu na wymiary naboju. Istnieje bowiem duże prawdopodobieństwo, że część emulsji została wyciśnięta w trakcie aplikacji naboju, co mogło skutkować pojawieniem się pęcherzy powietrza wewnątrz próby. Ostatecznie, stabilną detonację przy pobudzeniu dynamitem, osiągnięto dopiero po ok. 15 cm. Etap przeniesienia detonacji w przypadku badań obu rodzajów zapalników przyjmuje zbliżoną charakterystykę początkową, przy czym zapalnik wzmocniony zapewnił osiągnięcie stabilnej detonacji na odcinku o około 17% krótszym. Wyniki serii 2 również wskazują na zasadność stosowania pobudzaczy. Jak widać na rys. 7, charakterystyki rozbiegu pobudzaczy NKG-20, Rioprime 25 i Nitrobooster 10M są do siebie bardzo zbliżone i w każdym przypadku zapewniają prędkość początkową większą od prędkości stabilnej detonacji. Najlepszy w tym zestawieniu okazał się Nitrobooster 10M, gdyż prędkość detonacji pobudzacza była większa od prędkości docelowej MW na odcinku obejmującym prawie 20% próbki. W przypadku pobudzenia Ergodynem, prędkość początkowa była zadowalająca, jednak ponownie zauważa się problem z przeniesieniem detonacji, przez co przebieg prędkości jest zbliżony do przebiegu krzywych opisujących inicjację samymi zapalnikami. W przypadku zapalników, podobnie jak w serii pierwszej, przebiegi są do siebie zbliżone, jednak zapalnik wzmocniony zapewnia zdecydowanie szybsze osiągnięcie detonacji stabilnej. Ostatnia seria także potwierdza celowość stosowania pobudzaczy do inicjacji MWE luzem. Podobnie jak w poprzednich seriach pomiarowych, najlepsze charakterystyki zaobserwowano przy detonacji z użyciem pobudzaczy NKG-20, Rioprime 25 i Nitrobooster 10M. Wszystkie prze- Rys. 6. Charakterystyki rozbiegu MW do stabilnej detonacji (1 seria) Fig. 6. VOD characteristics of explosives initiated by different types of boosters (series 1)

16 14 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Rys. 7. Charakterystyki rozbiegu MW do stabilnej detonacji (2 seria) Fig. 7. VOD characteristics of explosives initiated by different types of boosters (series 2) badane pobudzacze wykazały większą prędkość pobudzenia w porównaniu do prędkości detonacji stabilnej MW. W każdym z tych przypadków stabilizacja nastąpiła po ok. 15 cm. Pobudzenie przy pomocy dynamitu w ostatniej serii pomiarowej charakteryzuje istotnie większa prędkość początkową od prędkości docelowej MW. Co więcej, odcinek spowolnienia detonacji związany z jej przeniesieniem z pobudzacza na materiał wybuchowy jest niemalże niezauważalny. W ostatniej serii pomiarowej zapalniki nie zostały umieszczone w osi próby, lecz położone na jej wewnętrznej ściance. Miało to na celu sprawdzenie czy i ewentualnie w jakim stopniu, lokalizacja środka inicjującego wpływa na etap rozbiegu MWE. Pobudzenie zapalnikiem w tym przypadku wykazało przewagę zapalnika elektrycznego skalnego nad zapalnikiem wzmocnionym. Stabilna detonacja została osiągnięta na odcinku około 2,5 razy krótszym niż zapalnik wzmocniony. Wskazuje to na konieczność podjęcia dalszych prac nad wpływem sposobu umieszczenia środka inicjującego w próbie MWE na charakterystykę rozbiegu MWE luzem. Pomierzone wartości prędkości detonacji stosowanych pobudzaczy, wyznaczone w oparciu o równania 1 3, przedstawiono w tab. 4. Jak z niej wynika, prędkości detonacji wszystkich przebadanych pobudzaczy są zgodne z deklaracjami producentów i charakteryzują się dużą stabilnością. Rozrzut wyników widoczny jest przede wszystkim dla Ergodynu 30E, jednak może on wynikać z problemów z centralnym umieszczeniem naboju w ładunku MWE. Z kolei do pierwszej serii badań z wykorzystaniem Nitroboostera 10M zastosowano jego pierwotną konstrukcję, tj. bez osłonki usztywniającej, podczas gdy w badaniach serii 2 i 3 wykorzystano pobudzacz po modernizacji, która była efektem spełnienia oczekiwań użytkowników i zakończyła się doposażeniem w osłonkę i korek centrujący. Dlatego też wynik pierwszej serii odbiega znacząco od pozostałych. Tab. 4. Prędkość detonacji badanych pobudzaczy Tab. 4. Detonation velocity of the tested boosters Typ pobudzacza Prędkość detonacji [m/s] Seria 1 Seria 2 Seria 3 Ergodyn 30E Rioprime Nitrobooster 10M NKG Wnioski Wyniki pomiarów jednoznacznie wskazują na brak wpływu użytego sposobu inicjacji na prędkość detonacji materiału wybuchowego. Jak wynika z przeprowadzonej analizy, nawet przy zastosowaniu samych zapalników, materiał wybuchowy Emulinit 8L osiąga swoją docelową prędkość detonacji. Różnica pojawia się natomiast w początkowym okresie tzw. rozbiegu materiału. Ważne jest aby prędkość detonacji samego pobudzacza była większa od prędkości detonacji stabilnej pobudzanego MW. W innym przypadku dodatkowe stosowanie pobudzaczy mija się z celem. Wykonana analiza przebiegów prędkości detonacji dla poszczególnych pobudzaczy utwierdza jednak w przekona-

17 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 15 Rys.8. Charakterystyki rozbiegu MW do stabilnej detonacji (3 seria) Fig. 8. VOD characteristics of explosives initiated by different types of boosters (series 3) niu o istotności ich stosowania przy inicjacji MWE luzem. Stosunkowo silne pobudzenie MW zapewnia większą energię początkową wybuchu, co z kolei przekłada się na poprawę efektywności urabiania. Ponadto, stosowanie pobudzaczy zdecydowanie skraca odległość, po której materiał wybuchowy osiąga stabilną/ustaloną prędkość detonacji. Jest to związane z tym, że prędkość detonacji pobudzacza jest większa od prędkości detonacji docelowej materiału wybuchowego, co ogranicza prawdopodobieństwo powstawania fajek, czy pozostawania resztek niezdetonowanego MW w otworze strzałowym. Z drugiej strony zaobserwowano relatywnie dobre charakterystyki pobudzenia przy zastosowaniu samych zapalników. Być może w przypadku urabiania skał o niższych parametrach wytrzymałościowych, np. piaskowców dają one wystarczające pobudzenie MWE luzem. Na uwagę zasługują również wyniki wpływu pobudzenia MW na prędkość detonacji z wykorzystaniem dynamitu (Ergodyn 30E). Analiza wykazała dużą niestabilność prędkości na etapie pobudzenia. Nie można jednak stwierdzić jednoznacznie czy jest to kwestia jakości dynamitu, czy niedokładnego umieszczenia naboju w osi próby, podczas gdy wszystkie inne środki inicjujące były badane przy położeniu centralnym. W związku z powyższym, w celu doprecyzowania ostatecznych wniosków, koniecznym wydaje się przeprowadzenie dodatkowych badań wpływu sposobu umieszczania zapalnika/pobudzacza w kolumnie ładunku MW. Praca została zrealizowana w ramach działalności statutowej KGHM CUPRUM Sp. z o.o. Centrum Badawczo- Rozwojowe o numerze M/16/0008. Literatura BILGIN A., ESEN S Assessment of explosive performance by detonation velocity measurement in Turkey. Proceedings of the Ninth International Symposium on Mine Planning and Equipment Selection (eds. Panagiotou i Michalakopoulos), Athens, pp CENIAN B., MERTUSZKA P., PYTEL W Pilotażowe pomiary dołowe prędkości detonacji materiałów wybuchowych w warunkach kopalń KGHM. CUPRUM Czasopismo Naukowo-Techniczne Górnictwa Rud, nr 4 (77), s CUDZIŁO S., MARANDA A., NOWACZEWSKI N., TRZCIŃSKI W. A Shock initiation studies of ammonium nitrate explosives. Combustion and Flame vol. 102, pp GUPTA R. N., ADHIKARI G. R., VENKATESH H. S., THERESRAJ A. I., VERMA H. K Evaluation of explosives performance through in-the hole detonation velocity measurement. National Institute of Rock Mechanics (India) research work, Kolar Gold Fields. MERTUSZKA P., KRAMARCZYK B., CENIAN B Zmiany prędkości detonacji MW emulsyjnego luzem w funkcji czasu na przykładzie Emulinitu 8L. Przegląd Górniczy nr 3, s MERTUSZKA P., FUŁAWKA K., CENIAN B Pomiar prędkości detonacji ładunków MW w warunkach polowych z wykorzystaniem urządzeń Explomet-Fo-2000 oraz MicroTrap. Górnictwo Odkrywkowe (zgłoszona do druku). MORAWA R Kierunki rozwoju środków strzałowych dla poprawy bezpieczeństwa w wykonywanych pracach strzałowych. I Międzynarodowa Konferencja Naukowa IPO Materiały wybuchowe. Badania zastosowanie bezpieczeństwo, Ustroń Jaszowiec, czerwca 2004.

18 16 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 MORAWA R., ONDERKA Z Górnicze środki strzałowe i sprzęt strzałowy. Agencja Wydawniczo-Poligraficzna Art.-Tekst, Kraków. PASZULA J.M., KOWALEWSKI E Study of the detonation development of non-ideal Explosives. High-Energetic Materials, no. 7/2015, pp ŽGANEC S., BOHANEK V., DOBRILOVIĆ M Influence of a Primer on the Velocity of Detonation of ANFO and Heavy ANFO Blends. Central European Journal of Energetic Materials, vol. 13 (3), pp Artykuł wpłynął do redakcji kwiecień 2017 Artykuł akceptowano do druku r. Z głębokim smutkiem i żalem zawiadamiamy, że w dniu 29 marca 2017 roku w kopalni Polkowice-Sieroszowice doszło do tragicznego wypadku, w wyniku którego śmierć poniósł nadsztygar techniki strzałowej pan mgr inż. Bogusław Cenian, współautor niniejszego artykułu. Ukochany mąż i ojciec. Wspaniały, skromny, niezwykle uczynny człowiek, kolega i przełożony. Laureat konkursu o nagrodę im. Profesora Bolesława Krupińskiego. Wybitny specjalista-praktyk w zakresie techniki strzałowej. Ratownik górniczy, wysokościowiec, uczestnik wielu wypraw, m.in. do Afganistanu i na Antarktydę. Bohater książek Aleksandra Makowskiego pt. Tropiąc Bin Ladena i Zawód: szpieg. Pozostanie na zawsze w naszej pamięci jako wzór do naśladowania.

19 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 17 Rozkład zawartości rtęci w polskim węglu kamiennym do celów energetycznych w 2015 roku na tle wybranych parametrów jakościowych Distribution of mercury content in Polish steam hard coal in 2015 on the basis of selected quality parameters dr inż. Ireneusz Pyka* ) dr inż. Krzysztof Wierzchowski* ) Treść: Przedstawiono i porównano rozkład zawartości rtęci w różnych sortymentach węgla kamiennego do celów energetycznych wyprodukowanych w Polsce w 2015 roku. Zmienność zawartości rtęci analizowano w powiązaniu z podstawowymi parametrami jakościowymi węgla, tj. zawartością popiołu i siarki całkowitej. Różnice, zwłaszcza zawartości popiołu, określały stopień wzbogacenia węgla. Stwierdzono stosunkowo duże zróżnicowanie zawartości rtęci w obrębie poszczególnych grup sortymentowych, jak również w węglach produkowanych przez poszczególne kopalnie, niezależnie od stopnia wzbogacenia węgla. W pełni wzbogacone węgle reprezentujące sortymenty grube i średnie charakteryzowały się wyraźnie mniejszą zawartością rtęci niż, w dużym stopniu niewzbogacone, miały. Łącząc zawartości rtęci w poszczególnych grupach sortymentowych z wielkością ich produkcji w poszczególnych kopalniach oszacowano roczny ładunek rtęci w węglu kamiennym do celów energetycznych, który wyniósł w 2015 r. około 5350 kg. Abstract: The distribution of mercury content in different hard steam coals size grades produced in Poland in 2015 are presented and discussed. The variability of mercury content was analysed in comparison to the values of basic coal quality parameters, i.e. ash and total sulphur content. The differences, especially in ash, described the degree of coal cleaning. It was shown that relatively huge variability of mercury content characterized both coal in coal size grades groups as well coal from individual collieries not regarding the degree of coal cleaning. Fully cleaned coals, mainly representing coarse and medium coal size grades, were characterized by visibly lower mercury content than mainly raw smalls. Joining mercury content in different coal products (lots) with the coal sale information for individual collieries the annual mercury load for hard steam coal was assessed. It has amounted around 5350 kilograms in Słowa kluczowe: węgiel kamienny do celów energetycznych, produkty handlowe, zawartość rtęci, rozkład, ładunek rtęci Key words: steam hard coal, commercial products, mercury content, distribution, mercury load 1. Wprowadzenie Zawartość rtęci w węglu jest od dawna przedmiotem zainteresowania naukowców i praktyków po stronie zarówno górnictwa węglowego, jak i użytkowników węgla. Dzieje się tak pomimo tego, że zawartość rtęci w węglu nie jest parametrem wpływającym na cenę węgla. W Polsce brak jest norm dotyczących zawartości rtęci w węglu używanym do celów energetycznych oraz norm emisji rtęci z procesów użytkowania węgla. Toksyczne właściwości rtęci i jej związków są znane (Mercury , Ociepa-Kubicka, Ociepa 2012) i nie będą * ) Główny Instytut Górnictwa, Katowice omawiane w niniejszym artykule, gdyż nie w nich należy upatrywać bezpośredniej przyczyny wzmożonego zainteresowania zanieczyszczeniem węgla rtęcią. Decydująca była raczej potrzeba rzetelnej oceny skali zagrożeń i wyzwań, wobec stopniowego obejmowania problemu rtęci w węglu regulacjami prawnymi, chociaż na chwilę obecną prace takie dotyczą wyłącznie emisji rtęci z procesów użytkowania węgla. Regulacje dotyczące emisji rtęci ze spalania węgla wprowadzono już w kilku krajach świata, np. w: Kanadzie, USA, Chinach, Niemczech (Sloss 2012, Sloss 2015). W 2013 roku zakończono negocjacje traktatu o światowym zasięgu na temat zanieczyszczenia rtęcią - Konwencji Minamata. Celem Konwencji jest ochrona zdrowia ludzi i ochrona środowiska przed niekorzystnymi wpływami rtęci. Na chwilę obecną kon-

20 18 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 wencję podpisało 128 państw (w tym Polska), a ratyfikowało 35, co oznacza, że dotychczas nie weszła ona jeszcze w życie. Jeden z artykułów konwencji dotyczy emisji rtęci do atmosfery, a punktowymi źródłami emisji objętymi konwencją są między innymi instalacje przemysłowe i energetyczne opalane węglem ( W artykule tym stwierdzono, że w nowych źródłach mają być stosowane najlepsze dostępne techniki redukcji emisji rtęci i najlepsze dostępne praktyki środowiskowe (BAT-BEP). W konwencji nie przewidziano wprowadzania norm emisji rtęci, a nad dokumentami referencyjnymi (BAT/BEP) trwają prace ( Z punktu widzenia polskiego sektora paliwowo-energetycznego, najważniejszym dokumentem dostarczającym informacji o zawartości rtęci w węglu i technologiach redukcji jej emisji z procesów użytkowania węgla jest, opracowany przez Komisję Europejską, nowy dokument referencyjny, dotyczący dużych instalacji spalania (Best ). W pierwszej połowie 2017 r. mają zostać przyjęte konkluzje BAT oparte na ww. dokumencie. Określą one poziom emisji uzyskiwany przy wykorzystaniu najlepszych dostępnych technik (BAT AELs) i dotyczyć będą dużych instalacji spalania. Konkluzje BAT mają zacząć obowiązywać 4 lata od daty ich publikacji czyli od 2021 r., a wielkości emisji określone w konkluzjach mają stanowić normę prawną. Analizy instalacji energetycznych jako całości (nie sam kocioł), wskazują że określona zawartość rtęci w węglu nie przekłada się bezpośrednio na proporcjonalną do niej emisję rtęci do atmosfery, nawet w podobnych procesach użytkowania węgla. Emisja rtęci podczas spalania węgla jest pochodną wielu czynników, takich jak: charakterystyka jakościowa węgla i obecność innych zanieczyszczeń w węglu, sposób prowadzenia procesu spalania, a zwłaszcza zastosowane technologie redukcji emisji innych zanieczyszczeń do atmosfery, takich jak pył, tlenki siarki, tlenki azotu. W szczególności podczas spalania węgla kamiennego, wskutek tzw. efektu towarzyszącego, eksploatacja instalacji odpylania i odsiarczania daje dodatkowo redukcję emisji rtęci, której skuteczność może dochodzić do 98% (United ). Ponadto stosowane są już i wciąż rozwijane technologie przeznaczone wyłącznie do redukcji emisji rtęci (Sloss 2015). Aktualnie dostępnych jest wiele krajowych źródeł literaturowych, potwierdzających, że zawartość rtęci w polskim węglu kamiennym nie odbiega od średnich światowych (Burmistrz, Kogut 2016, Bielowicz 2013, Klojzy-Kaczmarczyk, Mazurek 2013, Wichliński i in. 2013, 2016, Pyka, Wierzchowski 2016, Praca zbiorowa 2016). W artykule zaprezentowano i omówiono wyniki prac nad oceną zawartości rtęci w krajowym węglu kamiennych, używanym do celów energetycznych. Wykonane prace polegały na zbadaniu produktów handlowych wszystkich kopalń wydobywających węgiel kamienny do celów energetycznych w Polsce. Oceniono zawartość rtęci we wszystkich podstawowych produktach handlowych węgla energetycznego, bądź ich podstawowych komponentach. Wyniki badań pozwalają na ocenę wyzwań wynikających z obecności związków rtęci w węglu, również z punktu widzenia jego odbiorców. Zakres prac i metodyka ich wykonania umożliwiły kompleksowe rozpoznanie zawartości rtęci w polskim węglu kamiennym do celów energetycznych wydobytym/sprzedanym w 2015 roku. 2. Metodyka badań Wykonane prace można podzielić na dwie fazy: pobieranie próbek i ich przygotowanie do analiz oraz wykonanie oznaczeń. Przyjęto schemat pobierania próbek, polegający na komponowaniu próbki ogólnej, reprezentującej dany produkt handlowy - sortyment (komponent produktu handlowego), z próbek pierwotnych pobieranych z częstotliwością przynajmniej jednej próbki na zmianę produkcyjną w całym okresie opróbowania. Okres pobierania próbki ogólnej wynosił od jednego do dwóch tygodni (lub dłużej w zależności od warunków lokalnych). Pobierano zasadniczo próbki produktów handlowych. W wypadku złożonego procesu tworzenia produktów handlowych, zwłaszcza miałów, pobierano próbki komponentów produktów handlowych, np. miał surowy, koncentrat, przerosty lub muły. Z próbek ogólnych przygotowywano próbki analityczne, stosując się do znormalizowanych procedur. W próbkach analitycznych oznaczano wybrane parametry z zakresu analizy technicznej węgla, tj. zawartość popiołu, wilgoci, siarki oraz rtęci. Zastosowane procedury badawcze i analityczne Próbki pobierano zgodnie z normami PN-90/G lub PN-ISO :2005. Przygotowanie próbek oraz oznaczenia parametrów jakościowych węgla i zawartości rtęci prowadzono w laboratoriach GIG, zgodnie z następującymi normami i procedurami: Przygotowanie próbek do badań PN-ISO :2005 Oznaczenie zawartości wilgoci PN-80/G Oznaczenie zawartości popiołu PN i PN-80/G-04512/Az1:2002 Oznaczenie zawartości siarki całkowitej PN-04584:2001 Oznaczenie zawartości rtęci metodą absorpcyjnej spektrometrii atomowej z generowaniem zimnych par (CVAAS) według wewnętrznej procedury badawczej SC-1. PB.23 z wykorzystaniem analizatora MA-2000 Nippon Instrument Corporation - w pełni zautomatyzowanego systemu do pomiaru zawartości rtęci w ciałach stałych, gazach i cieczach, poprzez spalenie próbki (lub jej wyparowanie). Opierając się na wynikach zawartości popiołu i siarki całkowitej w węglu, dokonano oceny i porównania jakości produktów handlowych węgla i w tym kontekście omówiono wyniki oznaczeń zawartości rtęci. Wyniki oznaczeń zawartości popiołu i siarki całkowitej, wykorzystane do oceny jakości węgla w poszczególnych sortymentach, zostały podane w każdym wypadku dla stanu analitycznego paliwa węglowego. Analiza danych w stanie analitycznym pozwala pominąć wpływ wilgoci przemijającej w węglu, który jest różny w zależności od analizowanych sortymentów, a najbardziej widoczny w wypadku wysoko zawilgoconych mułów. Oszacowano również ładunek rtęci niesiony z węglem kamiennym do celów energetycznych do finalnych odbiorców w 2015 r. W tym celu połączono informacje o zawartości rtęci w węglu w stanie roboczym i rocznej produkcji poszczególnych sortymentów lub ich komponentów w kopalniach. 3. Wyniki badań i omówienie Wyniki badań dotyczą węgla z 30 aktywnych w 2015 r. kopalń (ruchów) węgla kamiennego w Polsce, wydobywających głównie lub wyłącznie węgiel kamienny do celów energetycznych, to znaczy kopalń: Kompanii Węglowej S.A., Katowickiego Holdingu Węglowego S.A., Tauronu Wydobycie S.A. oraz kopalń: Lubelski Węgiel Bogdanka S.A., ZG Silesia oraz ZG Siltech. Z Jastrzębskiej Spółki Węglowej S.A., uwzględniono wydobycie węgla energetycznego z kopalń Knurów i Szczygłowice, które wcześniej należały do innej spółki węglowej.

21 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 19 Łącznie poddano badaniom 186 próbek ogólnych sortymentów handlowych węgla kamiennego do celów energetycznych lub ich komponentów. W kilku wypadkach pobrano jedną próbkę ogólną, wspólną dla kilku sortymentów średnich lub grubych, wydobywanych w jednej kopalni, kiedy stwierdzono, że ich jakość (zawartość popiołu i siarki) jest zbliżona. Daje to średnio około 6 próbek na kopalnię. Łączna liczba próbek zbadanych w roku 2015 obejmuje: 51 próbek sortymentów grubych (gruby, kostki, orzechy) - produkty węglowe w pełni wzbogacone, 34 próbki sortymentów średnich (groszki) - produkty węglowe w pełni wzbogacone, 91 próbek sortymentów miałowych lub ich komponentów - produkty handlowe o różnym stopniu wzbogacenia, a często węgiel surowy, 10 próbek mułów - produkty handlowe o różnym stopniu wzbogacenia, często węgiel surowy. Dla wybranych parametrów jakościowych węgla, dla całej populacji danych oraz dla wyżej wymienionych grup sortymentowych, obliczono wybrane parametry statystyczne, w tym średnie ważone. Ich wartości zamieszczono w tab. 1 i 2. Uzupełnieniem danych, zebranych w tabelach są rozkłady masy sprzedanego węgla o różnej zawartości rtęci, przedstawione na rys Tabela 1. Wybrane parametry statystyczne badanych parametrów jakościowych węgla Table 1. Selected statistical parameters of the analyzed coal quality parameters Parametr statystyczny Aa, % Sta, % Hga, μg/ kg Hgr, μg/ kg wartość średnia 13,9 0, wartość średnia ważona 17,6 0, wartość minimalna 2,9 0, wartość maksymalna 55,9 1, rozstęp 53,0 1, kwartyl 1 5,4 0, kwartyl 3 20,4 0, Oznaczenia: A a zawartość popiołu w stanie analitycznym, S t a zawartość siarki w stanie analitycznym, Hg a zawartość rtęci w stanie analitycznym, Hg r zawartość rtęci w stanie roboczym Notations: A a ash air dried, S t a sulphur content air dried, Hg a mercury content air dried, Hg r mercury content as received Tabela 2. Wybrane parametry statystyczne badanych parametrów jakościowych węgla w rozbiciu na grupy gatunkowe (sortymentowe) Table 2. Selected statistical parameters of the analyzed coal quality parameters for individual coal size grades Parametr statystyczny A a % Sortymenty grube Sortymenty średnie Miały Muły S t a % Hg a μg/kg Hg r μg/kg A a % S t a % Hg a μg/kg Wartość średnia 5,5 0, ,0 0, ,6 0, ,0 0, Wartość średnia ważona 5,9 0, ,9 0, ,0 0, ,9 0, Wartość minimalna 2,9 0, ,0 0, ,0 0, ,2 0, Wartość maksymalna 11,4 1, ,9 1, ,7 1, ,9 1, Rozstęp 8,5 1, ,9 1, ,7 1, ,7 0, Kwartyl 1 3,8 0, ,5 0, ,6 0, ,8 0, Kwartyl 3 6,9 0, ,3 0, ,6 0, ,8 0, Oznaczenia: A a zawartość popiołu w stanie analitycznym, S t a zawartość siarki w stanie analitycznym, Hg a zawartość rtęci w stanie analitycznym, Hg r zawartość rtęci w stanie roboczym Notations: A a ash air dried, S t a sulphur content air dried, Hg a mercury content air dried, Hg r mercury content as received Hg r μg/kg A a % S t a % Hg a μg/kg Hg r μg/kg A a % S t a % Hg a μg/kg Hg r μg/kg Rys. 1. Rozkład sprzedaży węgla kamiennego do celów energetycznych w 2015 r. o różnej zawartości rtęci Fig. 1. Distribution of sales of steam hard coal with different mercury content in 2015

22 20 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Rozkład masy sprzedaży węgla kamiennego do celów energetycznych o różnej zawartości rtęci, przedstawiono na rys. 1. Większość sprzedanego w 2015 roku węgla zawierała rtęć w ilości poniżej 100 μg/kg. Rozkład jest bimodalny. Przy średniej ważonej zawartości rtęci wynoszącej około 91 μg/ kg w stanie roboczym, największe partie sprzedaży charakteryzowały się zawartością rtęci mieszczącą się w przedziałach: μg/kg (około 24 mln ton), μg/kg (około 6 mln ton) oraz μg/kg (około 7,5 mln ton). Partie o zawartości rtęci większej niż 180 μg/kg miały marginalny udział w sprzedaży. Średnia ważona zawartość popiołu w sortymentach grubych i średnich węgla kamiennego do celów energetycznych sprzedanego przez polskie kopalnie w 2015 roku (tab. 2) kształtowała się na podobnym poziomie i wynosiła około 6% (stan analityczny). Zmienność jakości węgla, uwzględniająca zawartość popiołu w całości sprzedaży tych sortymentów jest podobna i niewielka. Wartość minimalna wynosi około 3%, a maksymalna do około 11%. Porównanie wartości kwartyli 1. i 3. dla tych populacji pokazuje, że w obu wypadkach 50% wyników leży w bardzo wąskim przedziale wartości 4 7%. Należy przypomnieć, że obie grupy sortymentowe są produkowane wyłącznie na bazie węgla wzbogaconego. Rys. 2. Rozkład sprzedaży sortymentów grubych węgla kamiennego do celów energetycznych w 2015 r. o różnej zawartości rtęci Fig. 2. Distribution of sales of coarse steam hard coal size grades with different mercury content in 2015 Rys. 3. Rozkład sprzedaży sortymentów średnich węgla kamiennego do celów energetycznych w 2015 r. o różnej zawartości rtęci Fig. 3. Distribution of sales of medium steam hard coal size grades with different mercury content in 2015

23 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 21 Rys. 4. Rozkład sprzedaży miałów węgla kamiennego do celów energetycznych w 2015 r. o różnej zawartości rtęci Fig. 4. Distribution of sales of steam hard coal fines with different mercury content in 2015 Rys. 5. Rozkład sprzedaży mułów i innych produktów węgla kamiennego do celów energetycznych w 2015 r. o różnej zawartości rtęci Fig. 5. Distribution of sales of muds and other steam hard coal size grades with different mercury content in 2015 Zawartość siarki całkowitej w stanie analitycznym w sortymentach grubych i średnich produkowanych i sprzedawanych przez polskie kopalnie węgla kamiennego do celów energetycznych (tab. 2) kształtuje się również na podobnym poziomie i wynosi około 0,7 0,8%. Zmienność jakości węgla, z punktu widzenia zawartości siarki całkowitej, w całości sprzedaży tych sortymentów jest nieco odmienna. Wartość minimalna wynosi około 0,23 0,24%, a maksymalna 1,93% w wypadku sortymentów grubych i 1,61% w wypadku sortymentów średnich. Porównanie kwartyli 1. i 3. dla tych populacji pokazuje, że w obu wypadkach 50% wyników leży już w bardzo zbliżonym i wąskim przedziale wartości 0,41% 0,76%. W wypadku obu omawianych grup sortymentowych zawartość rtęci w stanie roboczym i jej rozkłady na rys. 2 i 3 kształtowały się podobnie. Średnie ważone zawartości rtęci wynosiły około 50 μg/kg, a zdecydowana większość sprzedaży zawierała poniżej 100 μg/kg. Wartości maksymalne w obu wypadkach przekraczają 200 μg/kg. Jednak masy partii węgla o zawartości rtęci powyżej 100 μg/kg, w obu wypadkach są marginalne w stosunku do całej masy sprzedaży tych grup sortymentowych. Średnia zawartość popiołu w miałach wynosi około 19,6%, ale średnia ważona wynosi około 19,0%. Porównanie wartości kwartyli 1. i 3. dla tej populacji pokazuje, że 50% wyników mieściło się w szerokim przedziale wartości: od około 10,6% do około 24,6%, przy wartości minimalnej wynoszącej około 4%, a maksymalnej około 53,7%. Różnica rozkładu zawartości popiołu w miałach i sortymentach grubych i średnich jest pochodną stopnia wzbogacania węgla. Miały węgli energetycznych są wzbogacane w Polsce tylko częściowo. Zawartość siarki całkowitej w miałach, w stanie analitycznym, sprzedawanych przez polskie kopalnie węgla kamiennego do celów energetycznych (tab. 2) kształtowała

24 22 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 się na relatywnie niskim poziomie, biorąc pod uwagę duży udział w tej masie produkcji i sprzedaży węgla surowego i wynosiła około 0,77% (średnia ważona). Zmienność jakości węgla, z punktu widzenia zawartości siarki całkowitej, w całości sprzedaży tych sortymentów jest dość duża. Wyniki oznaczeń mieszczą się w przedziale od 0,30 do 1,45 %. Z porównania wartości kwartyli 1. i 3. wynika jednak, że 50% wyników mieści się w dość wąskim przedziale wartości od około 0,47% do około 0,85%. Polskie miały energetyczne, stanowiące podstawowe paliwo do produkcji energii elektrycznej i cieplnej, nie są węglami silnie zasiarczonymi, a właściwie można je zaliczyć do węgli o małej zawartości siarki, czyli poniżej 1%. Sprzedane w 2015 roku miały węgli kamiennych do celów energetycznych charakteryzowały się średnią ważoną zawartości rtęci w stanie roboczym, wynoszącą około 97 μg/ kg. Podobnie jak w wypadku rozkładu sprzedaży dla całej populacji wyników za 2015 r (rys. 1) rozkład zawartości rtęci w miałach jest bimodalny. Największe partie sprzedaży charakteryzowały się zawartością rtęci mieszczącą się w przedziałach: μg/kg (około 34 mln ton), oraz μg/ kg (około 7,5 mln ton). Partie o zawartości rtęci większej niż 180 μg/kg miały marginalny udział w sprzedaży. Muły to margines sprzedaży węgla kamiennego do celów energetycznych w Polsce. W ramach wykonanych prac zidentyfikowano produkcję około 1 mln ton. Średnia ważona zawartość popiołu w mułach została oceniona na około 20% (stan analityczny), średnia ważona zawartość siarki całkowitej na około 0,54% (stan analityczny), a średnia ważona zawartość rtęci na około 87 μg/kg (stan analityczny) i około 65 μg/kg w stanie roboczym. Omawiane tu wyniki dotyczą mułów, występujących w ofertach handlowych kopalń. Produkty te jest trudno porównywać z pozostałymi sortymentami handlowymi, gdyż tylko w niektórych wypadkach są to produkty typowego procesu wzbogacania flotacji. W kilku wypadkach są to natomiast produkty odilania. Zasady rozdziału ziarn w tych procesach powodują (Pyka, Wierzchowski 2012), że nawet stosunkowo wysoko zapopielony muł z odilania (przelew), charakteryzuje się małą zawartości rtęci. Dlatego zawartości rtęci w mułach są wyraźnie mniejsze w porównaniu z miałami, zarówno w całej populacji wyników, jak również w porównaniach produktów handlowych w poszczególnych kopalniach. Oznaczeniom zawartości rtęci przyporządkowano wielkości sprzedaży węgla kamiennego do celów energetycznych, ocenionej na podstawie wykonanych w 2015 roku analiz ogółem na około 58,7 mln ton. W ten sposób oszacowano roczny ładunek rtęci w węglu kamiennym do celów energetycznych na około 5350 kg. Rozkład szacowanego ładunku rtęci w węglu kamiennym do celów energetycznych między poszczególne grupy sortymentowe wyglądał następująco: sortymenty grube około 202 kg, sortymenty średnie około 106 kg, miały około 4976 kg, muły (i inne produkty) około 68 kg. Jak zaznaczono we wprowadzeniu, wartość oszacowania ładunku rtęci w węglu nie jest równoznaczna z wartością emisji rtęci do atmosfery podczas jego spalania, gdyż nie uwzględnia rozdziału rtęci pomiędzy produkty spalania. 4. Podsumowanie i wnioski W Polsce, w prawie wszystkich kopalniach (zakładach przeróbczych) węgla energetycznego, produkuje się wiele sortymentów węgla. Różnią się one zarówno zakresem wielkości ziaren węglowych w nich zawartych, jak i zakresem/stopniem wzbogacenia węgla. Efektem powyższego jest zróżnicowanie wartości podstawowych parametrów jakościowych węgla. Dotyczy to głównie zawartości popiołu, siarki, części lotnych, wilgoci i wartości opałowej. Zróżnicowana jest również zawartość rtęci między podstawowymi grupami sortymentów. Na podstawie przeprowadzonych analiz i obliczeń można sformułować następujące wnioski dotyczące zawartości rtęci w polskich węglach do celów energetycznych. 1. Średnia zawartość rtęci w stanie roboczym w wyprodukowanym i sprzedanym węglu do celów energetycznych w 2015 roku wynosi 74 μg/kg, a średnia ważona 91 μg/kg, co pozwala zaliczyć go do węgli o średnim zanieczyszczeniu rtęcią. 2. W obrębie poszczególnych grup sortymentowych, jak również w węglach produkowanych przez poszczególne kopalnie stwierdzono stosunkowo duże zróżnicowanie zawartości rtęci. 3. W wielu wypadkach zawartość rtęci w węglu surowym z jednej kopalni (złoża) jest często znacznie mniejsza, niż w węglu wzbogaconym z innej kopalni (złoża). Małe zawartości rtęci w produktach handlowych nie uprawniają zatem do wnioskowania o zastosowaniu do węgla procesów wzbogacania. 4. Średnie ważone zawartości rtęci w stanie roboczym w sortymentach grubych i średnich wynoszą około 50 μg/ kg, a zdecydowana większość produkcji zawiera poniżej 100 μg/kg. Wartości maksymalne w obu wypadkach przekraczają 200 μg/kg. Partie węgla o zawartości rtęci powyżej 100 μg/kg, w obu wypadkach są marginalne w stosunku do całej masy produkcji tych grup sortymentowych. 5. Miały węgli kamiennych do celów energetycznych charakteryzowały się średnią ważoną zawartości rtęci w stanie roboczym, wynoszącą około 97 μg/kg. Dominowały partie miału o zawartości rtęci mieszczącej się w przedziale μg/kg, wynoszące około 7,5 mln ton. Większość sprzedaży charakteryzowała się jednak mniejszą zawartością rtęci, a tylko w kilku milionach ton miałów zawartość rtęci była większa, ale nie większa niż 210 μg/kg. 6. Oszacowany roczny ładunek rtęci w węglu kamiennym do celów energetycznych wynosi około 5350 kg. Rozkład szacowanego ładunku między poszczególne grupy sortymentowe jest następujący: sortymenty grube około 202 kg, sortymenty średnie około 106 kg, miały około 4976 kg, muły (i inne produkty) około 68 kg. Artykuł opracowano w ramach projektu numer PBS2/A2/14/2013 (akronim Baza Hg) finansowanego z Programu Badań Stosowanych Narodowego Centrum Badań i Rozwoju realizowanego w Głównym Instytucie Górnictwa w Katowicach. Autorzy dziękują pracownikom działów kontroli jakości węgla poszczególnych kopalń za współpracę przy pozyskiwaniu i pobieraniu próbek. Literatura Best Available Techniques (BAT) Reference Document for Large Combustion Plants Industrial Emissions Directive 2010/75/EU (Integrated Pollution Prevention and Control) JOINT RESEARCH CENTRE Institute for Prospective Technological Studies Sustainable Production and Consumption Unit European IPPC Bureau Final Draft (June 2016) ( LCP_FinalDraft_06_2016.pdf) BIELOWICZ B Występowanie wybranych pierwiastków szkodliwych w polskim węglu brunatnym. Gospodarka Surowcami Mineralnymi, t. 29, z. 3, s

25 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 23 BURMISTRZ P., KOGUT K Mercury in bituminous coal used in Polish power plants. Arch. Min. Sci., Vol. 61, No 3, p CommentsonBATBEPguidance/tabid/4545/Default.aspx KLOJZY-KARCZMARCZYK B., MAZUREK J Badania zawartości rtęci w węglach przeznaczonych dla odbiorców indywidualnych. Polityka Energetyczna, t. 16. z. 4, s Mercury Study Report to Congress. Volume V: Health Effects of Mercury and Mercury Compounds. United States Environmental Protection Agency. EPA-452/R , December OCIEPA-KUBICKA A., OCIEPA E Toksyczne oddziaływanie metali ciężkich na rośliny, zwierzęta i ludzi. Inżynieria i Ochrona Środowiska, t. 15, nr 2, s Praca zbiorowa (Białecka B., Pyka I. red.) Rtęć w polskim węglu kamiennym do celów energetycznych i w produktach jego przeróbki. Główny Instytut Górnictwa. PYKA I., WIERZCHOWSKI K Estimated mercury emissions from coal combustion in the households sector in Poland. Journal of Sustainable Mining 15, pp PYKA I., WIERZCHOWSKI K Characterisation method for population of mineral particles for flow processes and the assessment of its application potential. International Journal of Mineral Processing. No , pp SLOSS L.L Legislation, standards and methods for mercury emissions control. CCC/195. London, UK, IEA Clean Coal Centre. SLOSS L. L The emerging market for mercury control. CCC/245. London, UK, IEA Clean Coal Centre. United Nations Environment Programme - UNEP. Process Optimization Guidance for Reducing Mercury Emissions from Coal Combustion in Power Plants. Division of Technology, Industry and Economics (DTIE) Chemicals Branch, Geneva, Switzerland, November unep.org/chemicalsandwaste/portals/9/mercury/documents/coal/ UNEP%20Mercury%20POG%20FINAL% pdf WICHLIŃSKI M., KOBYŁECKI R., BIS Z Badania zawartości rtęci w mułach węglowych. Polityka energetyczna Energy Policy Journal, t. 19, z. 4, s WICHLIŃSKI M., KOBYŁECKI R., BIS Z The investigation of mercury content in Polish coal samples. Archives of Environmental Protection. Vol. 39 no. 2, Artykuł wpłynął do redakcji styczeń 2017 Artykuł akceptowano do druku r. Zwiększajmy prenumeratę najstarszego czołowego miesięcznika Stowarzyszenia Inżynierów i Techników Górnictwa! Liczba zamawianych egzemplarzy określa zaangażowanie jednostki gospodarczej w procesie podnoszenia kwalifikacji swoich kadr! Zapraszamy do publikacji artykułów w wersji angielskojęzycznej

26 24 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Analiza ruchów powierzchni terenu wynikających z konwergencji komór solnych przy wykorzystaniu zobrazowania radarowego satelity z misji Sentinel 1 Analysis of ground movements caused by slat cavern convergence with the use of radar imaging from the Sentinel 1 mission satellite dr hab. inż. Agnieszka Malinowska* ) inż. Artur Guzy* ) mgr inż. Wojciech Witkowski* ) prof. dr hab. inż. Ryszard Hejmanowski* ) mgr inż. Paweł Ulmaniec** ) Treść: Problem optymalizacji pomiarów geodezyjnych na obszarach poddanych wpływom ciągłych deformacji powierzchni terenu wciąż stanowi wyzwanie. Pomiary ruchów powierzchni na terenach górniczych najczęściej wykonywane są przy wykorzystaniu klasycznych metod geodezyjnych, takich jak niwelacja, tachimetria czy pomiary GNSS. Technika pomiarowa jest dobierana w odniesieniu do dynamiki zjawiska, stopnia zagrożenia powierzchni terenu i potencjału finansowego, którym dysponuje zleceniodawca. Przekształcenia powierzchni terenu obserwowane są z pewnym opóźnieniem w stosunku do czasu prowadzenia wydobycia. Opóźnienie to wynika m.in. z warunków górniczo-geologicznych otoczenia złoża i jest zdecydowanie największe w przypadku prowadzenia wydobycia soli. Powolna konwergencja podziemnych wyrobisk powoduje osiadania powierzchni terenu dochodzące maksymalnie do kilku centymetrów rocznie. Pomiar tego typu deformacji wymaga wysokiej precyzji, a w przypadku intensywnego zagospodarowania powierzchni terenu, również znacznej gęstości sieci pomiarowej. Dlatego też, optymalnym rozwiązaniem wydaje się być wykorzystanie zobrazowań radarowych satelity Sentinel 1-A jako metody wspierającej monitoring przemieszczeń pionowych powierzchni terenu na terenach znajdujących się nad złożem solnym. Prezentowane badania dotyczyły analizy możliwości wykorzystania zobrazowania satelitarnego pochodzącego z misji Sentinel dla wsparcia monitoringu deformacji powierzchni terenu na obszarze miasta Wieliczka na bazie technologii DInSAR. Wynikiem przeprowadzonych analiz jest powierzchniowy rozkład rocznych przyrostów osiadań w okresie nad konwergującymi wyrobiskami górniczymi. Otrzymane wyniki, poddane analizie dokładnościowej poprzez ich porównanie z pomiarami geodezyjnymi realizowanymi na liniach obserwacyjnych, potwierdziły bardzo wysoką dokładność pomiarów satelitarnych. Prowadzone badania pozwoliły na wyłonienie rejonów o największej dynamice ruchów pionowych, również w strefach, w których klasyczne pomiary geodezyjne nie są prowadzone. * ) Akademia Górniczo-Hutnicza, Kraków ** ) Kopalnia Soli Wieliczka, Wieliczka k. Krakowa

27 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 25 Abstract: The geodetic measurements optimization problem plays still a crucial role in the mining areas affected by continuous ground deformation. Measurements of those movements are most frequently conducted by the use of the classical geodetic methods such as: levelling, tachymetry or GNSS. The measuring technique is selected with respect to the dynamics of the chosen phenomena, surface hazard degree, as well as the financial potential of the mining entrepreneur. Land surface changes caused by underground exploitation are observed with some delay due to mining and geological conditions of the deposit surroundings. This delay reaches the highest values in case of salt deposits extraction due to slow convergence process that implies ground subsidence maximum up to a few centimetres per year. Measurement of the deformation of this type requires high precision instruments or methods, and in the case of intensively developed urban areas, use of high density of benchmark network. Therefore, the best solution supporting the monitoring of vertical ground displacements in the areas located above the salt deposits seems to be the application of the Sentinel 1A radar imaging satellite system. The presented study involved the analysis of the possibility of applying satellite monitoring of surface deformation for Wieliczka town, using imaging radar from the Sentinel 1 mission. The outcome of the analysis - based on DInSAR technology - is the surface distribution of annual growth of settlements above mining excavations affected by the convergence process in the period of Comparison of the results with levelling which has been carried out on the benchmark network confirmed the high accuracy of satellite observations. What is important, the studies allowed to identify the areas characterized by the greatest dynamics of vertical ground movements, also in the regions where classical geodetic measurements are not conducted. Słowa kluczowe: interferometria różnicowa, powolne osiadania powierzchni terenu, Sentinel- 1A, kopalnia soli Key words: differential interferometry, slow mining subsidence, Sentinel 1A, salt mine 1. Wprowadzenie Pomiary przemieszczeń i deformacji wykonywane przez dział mierniczo-geologiczny kopalni soli Wieliczka S.A. obejmują cały obszar oddziaływania podziemnych, historycznych wyrobisk solnych i są prowadzone głównie metodą niwelacji precyzyjnej. Układ linii obserwacyjnych pokrywających powierzchnię jest na tyle gęsty, że możliwa jest interpolacja rozkładu obniżeń (rys. 1). Przyrost obniżeń od wielu lat jest praktycznie liniowy i wynosi do ok. 0,03 m rocznie. W obszarach, które podlegają zabezpieczeniom prędkość osiadań nawet spada. Z uwagi na tak niewielkie przyrosty przemieszczeń, niezwykle ważna jest dokładność wykonywanych pomiarów oraz znajomość czynników wpływających na ich niepewność (niestabilność i uszkodzenia znaków wysokościowych, ruchy naturalne powierzchni, itp.). Zwiększa to znacznie pracochłonność pomiarów klasycznych i ich opracowanie. Dział mierniczo-geologiczny podejmuje wysiłki w kierunku optymalizacji prac pomiarowych, z równoczesnym zwiększaniem skuteczności monitoringu dla zapewnienia bezpieczeństwa użytkowników powierzchni. Stąd liczne koncepcje zmierzające m.in. do wdrażania innych technologii pomiarowych, jako uzupełnienie klasycznych po- miarów. Prezentowane w niniejszym artykule badania mają na celu ocenę możliwości zastosowania technologii różnicowej interferometrii radarowej dalekiego zasięgu (DInSAR) do badań ruchów powierzchni w rejonie kopalni soli, w aspekcie dokładnościowym. Celem było zbadanie możliwości wdrożenia tej technologii jako uzupełniającej klasyczne pomiary w sensie czasowym, zwłaszcza w tych rejonach, w których pokrycie znakami geodezyjnymi jest rzadsze. W ramach programu Copernicus zarządzanego przez Komisję Europejską przy współpracy z Europejską Agencją Kosmiczną ESA (ang. European Space Agency) rozwijana jest misja Sentinel. Do analiz interferometrycznych zaprojektowane zostały dwa satelity wchodzące w skład omawianej misji: Sentinel 1-A oraz Sentinel 1-B. Pierwszy z nich ma status operacyjny od października 2014 r., drugi dostarcza zobrazowań powierzchni terenu od września 2016 r. Satelity Sentinel dostarczają bezpłatnych, ogólnodostępnych danych, umożliwiając prowadzenie monitoringu stanu środowiska naturalnego. Na terenie Polski każdy satelita zapewnia pokrycie tego samego fragmentu powierzchni terenu w interwale 6 dni, z okresem przesunięcia wykonywania zobrazowania przez satelitę Sentinel 1-A w stosunku do satelity Sentinel 1-B, który wynosi 3 dni (De Zan, Guarnieri 2006). Zamontowane na sa- Rys. 1. Linie pomiarowe w rejonie miasta Wieliczka Fig. 1. Geodetic network near Wieliczka town

28 26 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Rys. 2. Idea pracy w trybie IW TOPSAR satelitów Sentinel-1 (SUHET 2013) Fig. 2. Interferometric Wide Swath (IW) TOPSAR for Sentinel 1 satellite (SUHET 2013) telitach systemy SAR (ang. Synthetic Aperture Radar) pracują w paśmie C o częstotliwości 5,405 GHz. Zdjęcia wykonywane są w trybie tzw. szerokich pasów interferometrycznych IW (ang. Interferometric Wide Swath Mode), z zastosowaniem metody progresywnego skanowania TOPSAR (ang. Terrain Observation with Progressive Scans SAR) (Farr i in. 2007). Metoda ta polega na wykonywaniu zobrazowania interferometrycznego danej powierzchni w 3 tzw. pod-pasach (ang. sub-swath) o długości 250 km i rozdzielczości sytuacyjnej 5 m na 20 m każdy, przy wykorzystaniu ruchomej anteny, która kieruje wiązkę fali radarowej cyklicznie w kierunku od i do azymutu przelotu satelity (rys. 2). Zastosowane rozwiązanie pozwala na zobrazowanie większej powierzchni w czasie jednego przelotu, ale jednocześnie wymaga aplikacji nowych algorytmów w obróbce danych. Tryb skanowania TOPS był wcześniej implementowany eksperymentalnie w satelitach TerraSAR-X oraz RADARSAT-2 (Yague-Martinez 2016b). 2. Charakterystyka rejonu badań Badania prowadzone były w rejonie miasta Wieliczka znajdującego się nad zabytkową kopalnią soli. Analizami objęto całą powierzchnię terenu, która zlokalizowana jest nad pustkami poeksploatacyjnymi, był to obszar o powierzchni około 18 km 2 (rys. 3) Warunki górniczo-geologiczne Złoże soli kamiennej pod miastem Wieliczka przebiega w układzie zbliżonym geometrycznie do rozciągniętego pasa o szerokości około 1,5 km i długości 10 km. Głębokość zalegania złoża waha się od trzydziestu kilku metrów ppt. do około 340 m ppt. Złoże soli podzielić można na płycej zalegającą formację bryłową oraz zalegające pod nim złoże pokładowe (Hanssen 2001, Kleczkowski 1993, Praca zbiorowa 1991). Złoże bryłowe wykształcone jest w postaci skał płonnych (dominują iłowce margliste) z rozproszonymi w nich bryłami soli kamiennej (tzw. zubry solne). Charakteryzuje się ono wyraźną laminacją wynikającą z różnego stopnia zanieczyszczenia iłem przestrzenni międzykrystalicznej. Złoże soli bryłowej eksploatowane było od XVI w., zarówno metodami na sucho, jak i na mokro. Wydobycie na sucho prowadzone było do końca XIX w., poprzez odbijanie bloków solnych. W XX w. wydobycie realizowane było przy wykorzystaniu materiałów wybuchowych. W drugiej połowie XX w. złoże bryłowe eksploatowane było poprzez ługowanie soli wodą słodką. Metoda ta wykorzystywana w nadmiarze doprowadzała kilkakrotnie do utraty stateczności pewnych partii złoża. W niektórych rejonach było to przyczyną międzypoziomowej migracji pustki, a w niektórych rejonach kopalni zwiększonego dopływu wody do wyrobisk podziemnych. Złoże pokładowe wykształcone jest w postaci różniących się litologicznie pokładów soli kamiennych, poprzedzielanych Rys. 3. Rozmieszczenie komór w rejonie złoża wielickiego Fig 3. Salt caverns located below the Wieliczka town

29 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 27 Rys. 4. Przekrój geologiczny przez złoże Wieliczka w rejonie szybu Kościuszko (Praca zbiorowa 1991) Fig. 4. Geological cross section for the salt seam near Kościuszko shaft (Collective work 1991) przerostami skały płonnej. Eksploatacja w złożu pokładowym prowadzona była głównie metodą filarowo-komorową oraz poprzez ługowanie komór zalegających na najgłębszych poziomach. Eksploatacja w tym złożu została zakończona w 1996 r. Podkreślić należy, że złoże wielickie charakteryzuje się bardzo dużą zmiennością zarówno w profilu pionowym, jak i w przekroju poziomym. W rejonie kopalni wyodrębnić można cztery zasadnicze strefy różniące się budową geologiczną (rys.4). Część zachodnia złoża (na zachód od szybu Kościuszko) charakteryzuje się stosunkowo niewielkim zaburzeniem złoża pokładowego. Złoże bryłowe praktycznie nie zostało wykształcone w tym rejonie. W części centralnej, w rejonie szybów św. Kingi i Daniłowicz, reprezentowanej przez trzy łuski złoża pokładowego oraz płycej zalęgające złoże bryłowe, zaburzenie struktur geologicznych jest zdecydowanie największe. Miąższość czapy anhydrytowo- -gipsowej w tej części złoża jest stosunkowo wysoka, jedynie w północnej części tej partii następuje jej wycienienie. W rejonie szybu Wilson i Boża Wola złoże jest uformowane w postaci antykliny. Na bloku wapieni górnej jury spoczywają utwory skawińskie (podsolne), na których zalega kolejno złoże pokładowe i bryłowe. Cześć wschodnia złoża, podobnie jak zachodnia, jest mniej zaburzona tektonicznie. Zaobserwować można wycienienie czapy anhydrytowo-gipsowej w tym rejonie w stosunku do części centralnej złoża. Biorąc pod uwagę dużą zmienność budowy geologicznej, która miała istotny wpływ na stosowanie różnych systemów wydobycia, geometria pozostałych pustek poeksploatacyjnych jest silnie zróżnicowana, podobnie jak stan techniczny komór oraz stopień ich zabezpieczenia. Komory złoża bryłowego charakteryzują się regularnymi kształtami zbliżonymi geometrią do elipsoidalnych bloków solnych. Zróżnicowana jest natomiast wielkość brył, które przyjmują charakter od niewielkich pustek nieprzekraczających 8 m 3 do komór, które przechodzą przez 3 poziomy kopalni, osiągając wysokość nawet 35 m. Komory soli zielonej należące do trasy turystycznej zostały w większości zabezpieczone kasztami lub skotwione. Pozostałe komory docelowo zostaną zlikwidowane przez podsadzenie. Natomiast komory złoża pokładowego charakteryzują się urozmaiconymi formami, zależnymi od ukształtowania złoża oraz tektoniki. Cześć komór wybieranych metodą komorowo-filarową ma regularne kształty, są to prostopadłościany o wymiarach 2-3 m na m. Geometria komór eksploatowanych metodą ługowania jest znana tylko z pewnym przybliżeniem. Komory te mają dużą objętość i nieregularne kształty. Na stopień zaciśnięcia pustek wpływ ma również panujące w górotworze ciśnienie, które generalnie zwiększa się wraz z głębokością. Szacuje się że całkowita ilość wszystkich komór wynosi około Ich pierwotna objętość przed podsadzeniem to około 8,1 mln m 3. W wyniku stale prowadzonych prac zabezpieczających podsadzone zostały komory o sumarycznej objętości wynoszącej 4,9 mln m 3. Pozostała pustka poeksploatacyjna wynosi aktualnie 3,2 mln m 3 i ulega powolnej konwergencji, która jest jedną z głównych przyczyn zarówno deformacji powierzchni terenu, jak górotworu (Praca zbiorowa 1991) Warunki hydrogeologiczne złoża Dotychczasowe badania pozwoliły na rozpoznanie w otoczeniu złoża wielickiego czterech pięter wodonośnych (Krawczyk, Perski 2010). Najpłycej zalęgające, czwartorzędowe piętro wodonośne związane jest z soczewkami oraz nieciągłościami w warstwach, które reprezentowane są przez piaski, żwiry i gliny pylaste. W warstwie tej występują wody zawieszone gruntowe, które charakteryzują się swobodnym zwierciadłem wody. Ten poziom wodonośny zalega do głębokości kilku metrów. Kolejna, zalegająca głębiej neogeńska warstwa wodonośna zbudowana jest z warstw grabowieckich i chodenickich. Warstwy grabowieckie zbudowane są głównie z piasków bogucickich, które występują na północ od strefy przygranicznej złoża. Są one zasobnym kolektorem wodnym, mogą zasilać znajdujące się pod ich spągiem przepuszczalne warstwy chodenickie. Natomiast warstwy chodenickie są uznane za dominujący kolektor wodny w rejonie złoża wielickiego. Warstwy te zbudowane są z piaskowców drobnoziarnistych oraz piaskowców zasilonych i pylastych o miąższości do około 20 m. Skomplikowana budowa tektoniczna o wysokim stopniu zaburzenia stanowi dogodne warunki połączeń hydraulicznych z warstwami zalegającymi płycej. Spękania i szczeliny ułatwiają połączenia hydrauliczne dla przepływu wód do kopalni nawet z odległych rejonów. W związku z tym poziom ten stanowi główne zagrożenie wodne dla kopalni. Poniżej zalegający fliszowy poziom wodonośny jest praktycznie nieprzepuszczalny w obrębie złoża wielickiego. Piętro jurajskie ma formę oddzielonych kolektorów wodnych o charakterze szczelinowo-naporowym związanym z wapieniami. Wody jurajskie są jednak izolowane od spągu złoża solnego, nie stanowiąc zagrożenia wodnego dla kopalni. W kopalni soli w Wieliczce jest prowadzony systematyczny monitoring wycieków na poziomach od I do IV (Rejestr 2010). Jak wynika z wieloletnich obserwacji, największe zagrożenie wodne związane jest z północnym rejonem granicy złoża. Silnie zawodnione warstwy chodenickie znajdujące

30 28 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 się poza złożem przy jego północnej granicy oraz duże zagęszczenie wyrobisk w tej partii złoża mogą się przyczynić do zwiększonej migracji wody w tym rejonie. Znaczną ilość wycieków obserwuje się również w centralnej partii złoża, są to jednak wycieki kroplowe. Największe wydajności posiadają wycieki zlokalizowane przy północnej stronie złoża. Wody poziomu czwartorzędowego, ze względu na małą ich zasobność i nieciągłość warstw wodonośnych, stanowią mniejsze zagrożenie dla kopalni. Niemniej jednak woda z tego poziomu może dopływać do kopalni poprzez wyrobiska wykonane z powierzchni (szyby, otwory wiertnicze) czy systemy szczelin powstałych w wyniku ruchów górotworu. W historii kopalni zanotowano szereg zawałów komór poeksploatacyjnych zalęgających najpłycej, co przyczyniło się do powstania dodatkowych dróg migracji wody. Bieżący rejestr wycieków potwierdza jednak malejącą tendencję obserwowanych dopływów wody do kopalni. Tak zróżnicowane warunki górniczo-geologiczne i hydrogeologiczne stanowią przyczynę złożonych procesów deformacyjnych, które zachodzą zarówno w rejonie wyrobisk górniczych, jak i na powierzchni terenu. Ocena dynamiki tych ruchów powinna być zatem przeprowadzana w oparciu o wielowymiarowe analizy przyczynowo-skutkowe, które łączą ze sobą warunki górnicze, geologiczne i hydrogeologiczne z procesem deformacji wewnątrz górotworu i na jego powierzchni. Tylko takie podejście pozwoli na wiarygodne określenie przyszłych kierunków rozwoju deformacji w nawiązaniu do obserwowanych przyczyn tego zjawiska. 3. Metodyka badawcza Głównym celem badań była ocena możliwości wykorzystania zobrazowania radarowego pochodzącego z satelity operującego w ramach misji Sentinel do oceny powolnych ruchów powierzchni terenu w rejonie miasta Wieliczka. W niniejszym opracowaniu, w celu przetworzenia obrazów SAR, wykorzystano metodę tzw. satelitarnej interferometrii różnicowej DInSAR (ang. Differential Interferometry SAR), która pozwala na uzyskanie informacji o ruchu powierzchni terenu poprzez porównanie faz sygnałów dwóch zdjęć radarowych wykonanych nad tym samym obszarem w różnych okresach. Zastosowanie tej metody w rejonie miasta Wieliczka jest zasadne z uwagi na występowanie stosunkowo gęstej zabudowy terenu i mocno rozwiniętej infrastruktury technicznej cechy własne obiektów tego typu pozwalają na stosunkowo silne odbicie fali radarowej i uzyskanie interferogramu o wysokiej wartości koherencji. Potwierdzeniem słuszności wyboru tej techniki mogą być przykłady wykorzystania metody DInSAR w detekcji deformacji nieciągłych (Yerro i in. 2014), czy ruchów ciągłych powierzchni terenu wywołanych eksploatacją górniczą czy ekstrakcją wody (Chang, Hanssen 2016, Farr i in. 2007, Garlicki, Szybist 1995, Hwałek 1971, Lazecky i in. 2017, Milczarek i in. 2017, Mirek 2015, Perski i in. 2008, Perski 1999, Piątkowska i in. 2012a, 2012b, Porzycka, Leśniak 2012, Samieie-Esfahany i in.2010, Shanker, Zebker 2007, Sowter i in. 2016, Yague-Martinez i in. 2016a, Szczerbowski, Walicki 2014). Przetwarzanie danych zostało wykonane przy użyciu oprogramowania SNAP, którego dystrybucją zajmuje się ESA i obejmowało kilka następujących po sobie etapów (rys. 5). W celu utworzenia interferogramu różnicowego wykorzystano 2 zdjęcia radarowe, które pozyskane zostały w 2015 i 2016 r., z tej samej orbity satelity Sentinel 1-A (tab. 1). W pierwszej kolejności przeprowadzona została wzajemna rejestracja radarogramów (ang. coregistration), polegająca na przestrzennym dopasowaniu do pikseli zdjęcia nadrzędnego odpowiadających pikseli na zdjęciu podrzędnym. Proces ten wykonany został w oparciu o informacje o precyzyjnych orbitach satelity Sentinel 1-A oraz przy wykorzystaniu Numerycznego Modelu Terenu (NMT) o rozdzielczości terenowej 3 (ok. 90 m na 90 m) i dokładności wysokościowej Rys. 5. Schemat procesu przetwarzania danych SAR Fig. 5. Steps of SAR image processing Tabela 1. Informacje o wykorzystanych zobrazowaniach radarowych pochodzących z satelity Sentinel 1-A Table 1. Images obtained from Sentinel 1A satellite used in the investigation Typ zdjęcia Zdjęcie nadrzędne (ang. master image) Zdjęcie podrzędne (ang. slave image) Data wykonania zobrazowania SAR Numer i rodzaj orbity satelity Kąt padania wiązki radarowej [deg] r. 175, wstępująca r. 175, wstępująca 23 Długość bazy poprzecznej [m] Odległość czasowa [dni]

31 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 29 ok. 16,7 m, który pochodził z Shuttle Radar Topography Mission (Farretti i in. 2007). W następnym kroku, poprzez wielokrotne mnożenie amplitudy sygnałów dwóch radarogramów, uformowano interferogram, który zawierał informacje o różnicy faz () między dwoma obrazami SAR oraz obliczoną wartość koherencji dla każdego piksela. Różnica faz obrazu interferometrycznego powinna zależeć wyłącznie od różnicy odległości między satelitami wykonującymi zobrazowanie radarowe a danym punktem znajdującym się na powierzchni terenu. Wówczas, przy wykorzystaniu równania (1), możliwe jest obliczenie tej wartości i utożsamienie jej wyłącznie z przemieszczeniem punktu pomiarowego w kierunku padania wiązki fali radarowej LOS (ang. Line of Sight). (1) gdzie; ΔR różnica odległości między satelitami wykonującymi zobrazowanie radarowe a danym punktem na powierzchni terenu; λ długość wiązki fali radarowej. Obserwowana wartość różnicy faz jest jednak sumą pięciu elementów składowych (2) (2) gdzie: φ f część fazy wynikająca z krzywizny Ziemi; φ el część fazy wynikająca z topografii terenu; φ disp część fazy odpowiadająca za deformacje obserwowanej powierzchni; φ atm wartość wynikająca z wpływu atmosfery (wilgotność, temperatura, ciśnienie); φ n szum. Podczas formowania interferogramu, w oparciu o precyzyjnie obliczone współrzędne satelitów oraz wykorzystany NMT, usunięto część fazy wynikającą z krzywizny Ziemi. W dalszej kolejności, w celu zredukowania szumu, wygenerowany interferogram poddano filtracji metodą Goldsteina. Ostatecznie, przy wykorzystaniu zaimplementowanego uprzednio do obliczeń NMT, usunięto składową odpowiedzialną za topografię terenu, otrzymując w ten sposób interferogram różnicowy, którego wartość różnicy faz utożsamiono z ruchem powierzchni terenu w kierunku padania wiązki fali radarowej. 4. Walidacja uzyskanych wyników w oparciu o pomiary geodezyjne W celu odniesienia uzyskanych z metody DInSAR wartości przemieszczeń powierzchni terenu do rzeczywistych ruchów na badanym obszarze konieczne było ustalenie tzw. stałej odniesienia, czyli wartości obniżenia powierzchni terenu obliczonej na podstawie metody interferometrycznej w miejscach, gdzie obszar nie wykazywał ruchów dynamicznych w płaszczyźnie pionowej. W tym celu konieczne było wyłonienie grupy reperów, których wysokość w danym okresie pozostała niezmienna. Stałość reperów określono na podstawie wyników niwelacji precyzyjnej prowadzonej w 2015 i 2016 r. Za stałe uznano te punkty, których moduł rocznego przemieszczenia pionowego jest mniejszy od 0,1 mm. Dodatkowo, odrzucono te repery, które znajdują się na obszarze osuwiskowym, wewnątrz konturu dokonanej eksploatacji oraz w miejscach, gdzie koherencja interferogramu jest mniejsza od 0,6. Ostatecznie, w grupie stałych punktów odniesienia znalazło się 27 reperów (rys. 6). W celu określenia tzw. stałej odniesienia, analizie poddano strefę wokół geodezyjnych punktów stałych będącą buforem o promieniu 42 m. Przy założeniu rozkładu normalnego wartości przemieszczeń obliczonych przy wykorzystaniu techniki DInSAR, obliczono średnią wartość tzw. poziomu odniesienia w obszarach, które zostały uznane za statyczne. Spośród 426 pikseli rastra interferogramu różnicowego znajdujących się wewnątrz określonych obszarów buforowych wyselekcjonowano 283 piksele istotne statystycznie. Obliczona na ich podstawie wartość tzw. poziomu odniesienia wyniosła -42,6 mm, a odchylenie standardowe +-1,8 mm. Poziom odniesienia wykorzystano następnie do wygenerowania rastra reprezentującego rzeczywistą wartość ruchu powierzchni terenu w kierunku padania wiązki radarowej, w okresie Porównanie wyników niwelacji precyzyjnej z wynikami pomiaru interferometrycznego zrealizowano w sposób analogiczny do procedury wyznaczania tzw. stałej odniesienia, w oparciu o 67 reperów, których wysokość określono metodą niwelacji precyzyjnej w okresie (rys. 6). Różnicę między wartością ruchu powierzchni terenu obliczoną na podstawie interferogramu różnicowego a niwelacją precyzyjną określono na podstawie 714 pikseli obrazu interferometrycznego istotnych statystycznie spośród 1221 pikseli znajdujących się wewnątrz stref buforowych. Wyniosła ona 1,3 mm, przy odchyleniu standardowym równym +-0,8 mm (rys. 7). 5. Omówienie uzyskanych wyników Tereny podlegające ruchom powierzchni coraz częściej poddawane są różnorodnym analizom teledetekcyjnym, w tym badaniom przy zastosowaniu InSAR. W wielu przypadkach analiza tego ruchu na terenach przekształconych antropoge- Rys. 6. Wybrane repery stałe i porównawcze Fig. 6. Benchmarks stable and chosen for measurements comparison

32 30 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Rys. 7. Określenie różnic między przemieszczeniem określonym na podstawie interferogramu różnicowego względem niwelacji precyzyjnej Fig. 7. Determination of subsidence differences indicated on the basis of SAR image and precise leveling nicznie i naturalnie wykonywana jest bez uwzględnienia przyczyn obserwowanego zjawiska. Elementem niezbędnym dla uzyskania wiarygodności prowadzonych na podstawie zobrazowań radarowych analiz są jednak informacje pozwalające na walidację uzyskanych rezultatów, np.wyniki precyzyjnych, geodezyjnych pomiarów klasycznych. Istotę tego problemu starano się przedstawić poprzez zaprezentowany w niniejszym opracowaniu schemat opracowywania danych InSAR. Wyniki przeprowadzonych badań pozwalają zauważyć (rys. 8), iż tereny położone na południe od obszaru górniczego kopalni podlegają naturalnym ruchom osuwiskowym. Z kolei całe centrum byłego obszaru górniczego i jego bezpośrednie okolice są rejonem oddziaływania przekształceń pogórniczych. Z tego względu analiza stałości reperów i późniejsze obliczenia tzw. stałej odniesienia uwzględniały te fakty. W oparciu o uzyskane wyniki można powiedzieć, że w rejonie pogórniczych ruchów powierzchni terenu wyodrębniają się dwie strefy o różnych wartościach przemieszczeń pionowych: ruchów bardziej i mniej dynamicznych. Roczne osiadania o wartościach dochodzących do 30 mm występują zwłaszcza w zachodniej i częściowo w centralnej części byłego obszaru górniczego. Na wschodzie obserwuje się natomiast ruchy zanikające bądź bliskie zeru (rys. 8). Rys. 8. Przestrzenny rozkład osiadań powierzchni terenu w okresie Fig. 8. Observed ground subsidence in

33 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY Podsumowanie i wnioski Przedstawione w artykule badania dowiodły, że zobrazowanie radarowe pochodzące z misji Sentinel pozwala na wsparcie obserwacji geodezyjnych powolnych ruchów powierzchni terenu wynikających z konwergencji komór solnych. Opracowane zobrazowanie ruchów powierzchni terenu w okresie potwierdziło wysoką dokładność obserwacji prowadzonych przy wykorzystaniu technologii DInSAR. Walidacja otrzymanych wyników zobrazowania satelitarnego przeprowadzona została w oparciu o wyniki obserwacji geodezyjnych prowadzonych w tym rejonie. Klasyczne, precyzyjne pomiary geodezyjne są niezbędne dla zapewnienia odpowiedniej wiarygodności wyników pomiarów satelitarnych. Różnicę między obserwowanymi satelitarnie i geodezyjnie pionowymi ruchami powierzchni terenu obliczono na podstawie 714 pikseli obrazu interferometrycznego. Różnica ta wyniosła 1,3 mm, przy odchyleniu standardowym równym +/-0,8 mm. Obserwacje satelitarne potwierdziły większą dynamikę osiadań powierzchni terenu w zachodniej części miasta, dochodzącą do 20 mm rocznie. Wschodnia część miasta poddana jest mniejszym osiadaniom. Obserwowane przekształcenia powierzchni terenu są zbieżne z wieloletnimi obserwacjami geodezyjnymi prowadzonymi na terenie miasta Wieliczka. Proponowana metodyka quasi-ciągłego monitoringu dynamiki przekształceń w rejonie kopalni soli Wieliczka S.A. pozwala na lepszą kontrolę stabilności górotworu w rejonie podziemnych pustek. Prezentowane podejście umożliwia wyłonienie stref, w których prędkość deformacji powierzchni terenu jest największa oraz na określenie wartości obniżeń w rejonach, w których nie są prowadzone bezpośrednie pomiary geodezyjne. W kolejnych latach zobrazowanie satelitarne może zostać z powodzeniem zaimplementowane jako metoda wspierająca klasyczne pomiary prowadzone przez pracowników Kopalni Soli Wieliczka S.A. Literatura CHANG L., HANSSEN R.F A Probabilistic Approach for InSAR, IEEE Transactions on Geoscience and Remote Sensing, 2016, t.54, no 1, pp DE ZAN F., GUARNIERI, A. M TOPSAR: Terrain Observation by Progressive Scans. Geoscience and Remote Sensing, IEEE Transactions on. 44(9), doi: /tgrs FARR T.G., ROSEN P.A., CARO E.; CRIPPEN R., DUREN R., HENSLEY, S., KOBRICK M., PALLER M., RODRIGUEZ E., ROTH L DInSAR Time-Series into 3-D in Combination with GPS in the Case of Low Strain Rates: An Application to the Hyblean Plateau, Sicily, Italy The Shuttle Radar Topography Mission. Rev. Geophys, pp. 45, FERRETTI, A., PRATI, C., ROCCA F Permanent Scatterers in SAR Interferometry. IEEE Trans. Geoscience And Remote Sensing, 39(1), pp GARLICKI A., SZYBIST A Ogólne założenia dla zabezpieczenia kopalni soli Wieliczka oraz nowy obraz geologiczny złoża wielickiego. Wieliczka (praca niepublikowana). HANSSEN R. F Radar Interferometry: Data Interpretation and Error Analysis. Dordrecht, Kluwer Academic Publishers, ISBN: HWAŁEK S Górnictwo soli kamiennych i potasowych. Wyd. Śląsk, Katowice. KLECZKOWSKI A.S Wody podziemne w okolicach Krakowa potencjał i zagrożenia. PTG AGH. Masz. Arch. Kat. Hydrogeologii i Geologii Inżynierskiej WGGiOŚ, AGH, Kraków. KRAWCZYK A., PERSKI Z Doświadczenia wykorzystania technologii Permanent Scatters InSAR (PSI) do monitoringu deformacji terenów górniczych. Przegląd Górniczy nr 10, s LAZECKÝ M, JIRÁNKOVÁ E, KADLEČÍK P Multitemporal monitoring of Karvina subsidence trough using Sentinel-1 and TerraSar-X interferometry. Acta Geodyn. Geomater., 14, No. 1 (185), pp DOI: /AGG MILCZAREK W., Blachowski J., Grzempowski P Application of PSInSAR for assessment of surface deformation in post-mining area case study of the former Wałbrzych Hard Coal Basin (SW Poland). Acta Geodyn. Geomater., Vol. 14, No. 1 (185), 41 52, DOI: /AGG MIREK K Wykorzystanie metody InSAR do monitorowania osiadania na obszarach górniczych na podstawie danych satelity Sentinel-1A, Budownictwo Górnicze i Tunelowe ; R. 21, nr 4, s PERSKI Z., HANSSEN R., MARINKOVIÜ P Deformation of The Margin of Sudety Mountains (Southern Poland) Studied by Persistent Scatterers Interferometry, Fifth International Workshop on ERS/Envisat SAR Interferometry, 2008, FRINGE07, Frascati, Italy, CDROM. PERSKI Z Osiadania terenu GZW pod wpływem eksploatacji podziemnej określane za pomocą satelitarnej interferometrii radarowej (InSAR). Przegląd Geologiczny nr 2, s PIĄTKOWSKA A., SURAŁA M., PERSKI Z., GRANICZNY M. 2012a - Zastosowanie satelitarnej interferometrii radarowej do identyfikacji mobilności terenu nad wysadem solnym w Inowrocławiu oraz form solnych centralnej Polski. Geology, Geophysics & Environment, Vol. 38, No. 2 pp PIĄTKOWSKA A., SURAŁA M., PERSKI Z., GRANICZNY M. 2012b - Zastosowanie satelitarnej interferometrii radarowej do identyfikacji form solnych centralnej Polski na przykładzie wysadu solnego Inowrocław. Biuletyn Państwowego Instytutu Geologicznego nr 452, s PORZYCKA S., LEŚNIAK A Analiza czasowa powolnych deformacji terenu na obszarze Zagłębia Dąbrowskiego. Przegląd Górniczy nr 66, 6, s Praca zbiorowa Opisowa inwentaryzacja i wstępna dokumentacja geologiczno-historyczna wyrobisk zabytkowych I poziomu kopalni soli w Wieliczce, Arch. Działu Geologicznego Kopalni Soli Wieliczka. Praca zbiorowa Kolejność podsadzania i zabezpieczania komór w aspekcie zagrożeń występujących w K.S. Wieliczka, Kraków. Rejestr wycieków kopalnianych Arch. Działu Geologicznego Kopalni Soli Wieliczka. SAMIEIE-ESFAHANY S., HANSSEN R.F., THIENEN-VISSER K. VAN, MUNTENDAM-BOS A On the effect of horizontal deformation on InSAR subsidence estimates, Proceedings of Fringe 2009 Workshop, t SHANKER P., ZEBKER H Persistent scatterer selection using maximum likelihood estimation, Geophys. Res. Lett., vol. 34, no. 22, p. L SOWTER A., BIN M., AMAT C., CIGNA F., MARSH S., AND ATHAB A International Journal of Applied Earth Observation and Geoinformation Mexico City land subsidence in with Sentinel-1 IW TOPS : Results using the Intermittent SBAS (ISBAS) technique, International Journal of Applied Earth Observations and Geoinformation, t.52, pp SUHET, Sentinel-1 User Handbook, European Space Agency, 2013, t.1, pp SZCZERBOWSKI Z., WALICKI M Nowoczesne techniki satelitarne w badaniach deformacji powierzchni terenu. Przegląd Górniczy nr 8, s YAGUE-MARTINEZ N., PRATS-IRAOLA P., MEMBER S., GONZALEZ F.R., BRCIC R., SHAU R., MEMBER S. 2016a - Interferometric Processing of Sentinel-1 TOPS Data, t.54, no 4, pp YAGUE-MARTINEZ N., PRATS-IRAOLA P., MEMBER S., GONZALEZ F.R., BRCIC R., SHAU R., MEMBER S. 2016b - Interferometric Processing of Sentinel-1 TOPS Data, IEEE Transactions on Geoscience and Remote Sensing, t.54, no 4, pp YERRO A., COROMINAS J., MONELLS D., JORDI J Analysis of the evolution of ground movements in a low densely urban area by means of DInSAR technique Original. Engineering Geology, Volume 170, pp Artykuł wpłynął do redakcji styczeń 2017 Artykuł akceptowano do druku r.

34 32 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Budynki ścianowe na terenach górniczych o deformacjach nieciągłych. Część 1 Rozwiązania analityczne Wall buildings in mining areas of discontinuous deformation Part 1 Analytical solutions dr inż. Andrzej Cińcio* ) dr hab. inż. Jan Fedorowicz prof. WST** ) Treść: W części 1 pracy przedstawiono uproszczoną metodykę przeprowadzania analizy statycznej budynków o konstrukcji ścianowej w sytuacji, gdy w obrębie rzutu poziomego ich fundamentów może pojawić się lokalna nieciągłość terenu w postaci progu. Sformułowano podstawowe założenia pracy oraz podano rozważania teoretyczne prowadzące do określania dodatkowego obciążenia budowli sztywnej znajdującej się nad uskokiem. Następnie sformułowano sposób pozwalający na rozdzielenie wyznaczonego obciążenia przestrzennej bryły budynku na poszczególne ściany budynku. Przyjęto przy tym założenie, że kierunek przebiegu liniowej nieciągłości powierzchni jest określony, a jej zasięg mierzony w obrębie rzutu poziomego fundamentu, nie przekroczy zdefiniowanej w pracy odległości krytycznej. Abstract: Part 1 of the work presents a simplified methodology for the static analysis of longwall construction buildings, in which case a local area discontinuity may appear in the form of threshold within the horizontal projection of their foundation. This paper provides formulation of the basic assumptions of the work and presents theoretical considerations leading to the determination of additional load on a rigid structure located above the fault. Moreover, a method allowing to separate the determined load of the spatial body of the building on each building wall. It was assumed that the direction of the surface linear discontinuities is known and its reach measured within the horizontal projection of the foundation should not exceed the critical distance defined in the work. Słowa kluczowe: tereny górnicze, deformacje nieciągłe, szkody górnicze, konstrukcje murowe, obciążenia górnicze konstrukcji murowych Key words: mining areas, discontinuous deformations, mining damage, masonry structures, load on masonry structure 1. Wstęp Problemy budownictwa na terenach górniczych dotyczą przede wszystkim projektowania nowych budowli lub ich dostosowywania w fazie projektowania do przewidywanych deformacji terenu. Jednak równie ważnym i obszernym zagadnieniem dotyczącym budownictwa na terenach górniczych jest oddziaływanie eksploatacji górniczej na budowle już istniejące. Eksploatacja płytko zalegających pokładów bądź eksploatacja intensywna, może powodować wystąpienie lokalnych zaburzeń ciągłości powierzchni terenu w postaci np. progów, szczelin, uskoków lub lejów (rys. 1). Zjawiskami takimi zagrożone są przede wszystkim tereny niekorzystnie * ) Politechnika Śląska, Gliwice ** ) Wyższa Szkoła Techniczna, Katowice uwarunkowane geologicznie np. obszary wychodni pokładów i naturalnych uskoków tektonicznych, gdy zachodzi podejrzenie, że kolejna eksploatacja uruchomi w sposób naturalny procesy osuwania się warstw skalnych lub wywoła spływ wód podziemnych do starych wyrobisk. Oczywiście, rozważając możliwość zabezpieczenia obiektu budowlanego przed powstaniem stanu zagrażającego bezpieczeństwu użytkowników musimy wykluczyć postacie deformacji powierzchni o charakterze katastrofalnym, jak leje czy zapadliska o wielometrowych głębokościach. Wydaje się jednak, że przypadki takie zawsze wiązały się z błędną i rabunkową gospodarką złożami. Istnieją jednak obszary, gdzie jako jedyną formę lokalnych deformacji obserwuje się powstawanie progów lub uskoków. Są one zwykle konsekwencją kolejnej eksploatacji, która w wyniku istniejących,

35 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 33 odpowiednich warunków geologicznych uruchamia procesy np. usuwania się naruszonych struktur skalnych, czy spływu wód podziemnych do starych zrobów. Jeżeli zatem istnieje zagrożenie powstaniem na powierzchni uskoków czy progów, przebiegających w zasięgu lokalizacji budowli, należy się zastanowić nad sposobem ich zabezpieczenia. W polskiej literaturze brak jest opracowań zajmujących się tym zagadnieniem. Rys. 1. Rodzaje deformacji nieciągłych powierzchni terenu: a) zapadlisko, b) lej, c) szczelina (pęknięcie), d) i e) progi, f) zapadlisko lokalne Fig. 1. Types of discontinuous deformations of the surface area: a) sink hole; b) funnel; c) crack; d) and e) ground braces; f) local sink Niektóre szczególne przypadki wpływu deformacji nieciągłych na budynki murowane rozpatrywano w pracach (Fedorowicz, Fedorowicz 1994, Fedorowicz i in. 1997, Fedorowicz i in. 1995, Szojda 2009, 2015). Pojawiające się co jakiś czas w piśmiennictwie technicznym krótkie opracowania np. (Kruczkowski 2010, Strzałkowski i in. 2006), dotyczą zaistniałych konkretnych sytuacji zagrożenia budowli nieciągłością lub prób prognozowania deformacji nieciągłych (Niemiec 2011, Burtan i in. 2010, Kowalski 2005). Praca Sachsa (1990) porusza natomiast jedynie problem prognozowania możliwych deformacji zapadliskowych na terenach górniczych. Jedyne wskazania dotyczące sposobu oceny sił wewnętrznych w budowlach posadowionych na terenach o deformacjach nieciągłych zawierają publikacje rosyjskie np. (Методичесие ) i ukraińskie np. (Указания 1971). W niniejszej pracy omówiono pewną, częściowo już prezentowaną wcześniej w pracach (Fedorowicz, Fedorowicz 1994, Fedorowicz i in. 1997, Fedorowicz i in. 1995), uproszczoną metodykę przeprowadzania analizy statycznej budynków o konstrukcji ścianowej w sytuacji, gdy w obrębie rzutu poziomego ich fundamentów może znaleźć się lokalny próg lub uskok terenu. W części pierwszej przedstawiono sformułowanie podstawowych założeń pracy oraz podano rozważania teoretyczne prowadzące do określania dodatkowego obciążenia budowli sztywnej znajdującej się nad uskokiem. Następnie sformułowano pewien sposób pozwalający na rozdzielenie wyznaczonego obciążenia przestrzennej bryły budynku na poszczególne jego ściany. Część drugą poświęcono analizie numerycznej zadania oraz weryfikacji otrzymanych analitycznie w tej części pracy wyników obciążenia budowli, a także sformułowaniu wniosków pozwalających na wykorzystanie zawartych w pracy informacji przy projektowaniu konstrukcji ścianowej w warunkach możliwości wystąpienia uskoku terenu. 2. Założenia analizy W pracy jako wyjściowe przyjęto, że: analizuje się budynki o konstrukcji ścianowej, zaprojek- towane jako sztywne w myśl wytycznych projektowania (Wytyczne , Projektowanie 2006), budowle zagrożone wystąpieniem w obrębie ich rzutu poziomego deformacji nieciągłych typu próg lub uskok można zabezpieczyć w sposób umożliwiający bezpieczne dla użytkowników przeniesienie przez konstrukcję wywołanych nimi obciążeń, kierunek krawędzi możliwego uskoku (progu) jest określony w granicach dopuszczalnego błędu w wyniku np. uwarunkowań geologicznych. Rzeczywiste zaś równoległe położenie krawędzi uskoku ma charakter losowy. Przewiduje się ponadto, że położenie to nie przekroczy tzw. położenia krytycznego uskoku, modelem podłoża będzie model liniowo-sprężysty sparametryzowany współczynnikiem pionowej podatności C, określonym w sposób podany w (Wytyczne , Projektowanie 2006). Przez położenie krytyczne uskoku rozumieć będziemy ostatnie możliwe położenie krawędzi uskoku mierzone odległością l k, przy którym budynek zawiśnie nad uskokiem (rys. 2). Rys. 2. Schemat analizowanego przypadku położenia budynku nad uskokiem Fig. 2. Scheme of the analyzed case of the position of the building above the fault Stan ten można, jak wskazują doświadczenia inżynierskie (Ledwoń 1983), stosunkowo łatwo usunąć, nie dopuszczając do obrotu budynku w wyniku osuwania się podłoża. Zbyt mocne bowiem nachylenie budynku powoduje większe uszkodzenia i utratę walorów użytkowych budynku niż uszkodzenia powstałe w wyniku zawiśnięcia budynku nad uskokiem. 3. Sformułowanie problemu i jego rozwiązanie Rozpatrzmy dowolny rzut poziomy budynku, opisany w globalnym układzie współrzędnych (x,y,z) rys. 3. Przyjmijmy, że wypadkowa Q działających na budynek obciążeń ciężaru własnego i obciążenia użytkowego znajduje się nad punktem Г ( x, y ). Załóżmy położenie krawędzi uskoku l u opisane odległością l k od początku układu współrzędnych (x,y,z) oraz kątem Ψ, zawartym między prostą l k prostopadłą do prostej l u a osią Ox. Niech krawędź uskoku l u dzieli pole rzutu poziomego budynku na dwie części: F 1 część pozbawioną kontaktu z podłożem oraz F 2 pośredniczącą w przenoszeniu obciążenia Q na podłoże. Wybierzmy dowolny punkt O 1 (x s,y s ) w części F 2 jako początek nowego układu współrzędnych (x 1,y 1,z 1 ) równoległego do układu (x,y,z). Traktując budynek jako bryłę sztywną, można oddziaływanie liniowo-sprężystego podłoża opisać w układzie (x 1,y 1,z 1 ) równaniem: (1) gdzie: a,b,c na razie nieznane parametry liczbowe.

36 34 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Rys. 3. Schemat obciążenia rzutu poziomego budowli Fig. 3. Scheme of the load horizontal projection of the building Przyjmując, że obrót budowli w płaszczyźnie posadowienia (wokół osi Oz1) jest znikomy i nie wpływa na zmianę dodatkowych sił działających na budowlę, ogólne warunki równowagi układu budynek-podłoże można zapisać (rys. 4): Przyjmując oznaczenia: (2) (3) Podstawiając kolejno wyrażenie (1) do wzorów (2) (4) otrzymamy: (4) (5) rozwiązanie układu równań (6) ma postać: Ponieważ: (7) Z analizy postaci rozwiązania (7) wynika, że jeżeli punkt O 1 (x s,y s ) jest środkiem ciężkości pola F 2, to wówczas układ współrzędnych obrócony o kąt ρ o, gdzie: (8) gdzie oznaczają odpowiednio: pole części F 2 rzutu poziomego, momenty bezwładności pola F 2 względem osi O 1 x 1 i O 1 y 1, moment dewiacji w układzie (x 1 O 1 y 1 ) oraz momenty statyczne pola F 2 względem osi O 1 x 1 i O 1 y 1. Równania (5) zapiszemy: (6) będzie głównym centralnym układem współrzędnych (x o,y o,z o ) dla pola F 2 oraz: (9) a rozwiązanie (7) przyjmie postać: (10) gdzie: - momenty bezwładności pola F 2 względem osi głównego centralnego układu współrzędnych (x o, O 1,y o,), xo, yo współrzędne określające położenie wypadkowej obciążenia Q w głównym centralnym układzie współrzędnych (x o,o 1,y o,).

37 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 35 Zatem równanie odporu podłoża (1) zapisane w głównym centralnym układzie współrzędnych (x o,o 1,y o,) przyjmie postać: (11) Można zauważyć, że wyrażenie (11) ma analogiczną postać do wyrażenia opisującego rozkład naprężenia w przekroju poprzecznym pręta ściskanego mimośrodowo. A zatem wyrażenie w nawiasie wzoru (11) przyrównane do zera określa w głównym centralnym układzie współrzędnych (x o,o 1,y o,) równanie prostej, wzdłuż której sprężysty odpór gruntu σ zo (x o,y o ) jest równy zeru. Zatem, jeżeli siła Q znajdzie się w punkcie o współrzędnych ( xo, yo ) pewnej poszukiwanej dalej prostej, to w wybranym punkcie Г i (x o,y o ) obwodu rzutu poziomego (rys. 3) odpór gruntu σ zo (x o,y o,) będzie równy zeru. W głównym centralnym układzie współrzędnych (x o,o 1,y o,) wyraża to równanie (12). (12) W praktyce inżynierskiej na terenach górniczych często projektowane są budynki o regularnym, prostokątnym obrysie rzutu poziomego fundamentów (rys. 4) i wówczas wystarczy, gdy rozważymy trzy różne, możliwe położenia krawędzi uskoku względem rzutu budynku (rys. 5). Jeżeli teraz wyznaczymy zbiór prostych typu (12) dla wszystkich punktów Г i (x o,y o ) (rys. 3) czyli dla całego brzegu obszaru F 2 otrzymamy w ten sposób zamknięty obszar F 2 (rys. 5), taki, że ustawiona w nim siła Q wywoła odpór podłoża tylko jednego znaku (σ zo (x o,y o,) 0). Na rys. 5 pokazano dla każdego z tych przypadków kształty podobszaru F 2, opisane przez proste typu (12), przy czym w każdym przypadku otrzymanej prostej (a-a) odpowiada punkt A na konturze pola F 2, prostej (b-b) odpowiada odpowiednio punkt B, prostej (c-c) punkt C itd. Z przedstawionego rozwiązania wynika, że dla ustalonego kierunku Ψ uskoku, można określić maksymalną odległość l k uskoku odpowiadającą krytycznemu położeniu, przy którym pod budynkiem zawieszonym nad uskokiem nie wystąpi Rys. 4. Widok budynku nad uskokiem i przybliżony charakter odporu podłoża Fig. 4. View of the building above the fault and approximated nature of the passive pressure subsoil Rys. 5. Najczęściej występujące przypadki położenia krawędzi uskoku względem rzutu poziomego budynku Fig. 5. Most common cases of fault edge position in relation to the horizontal projection of the building

38 36 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 jeszcze odrywanie fundamentu od podłoża. Po ustaleniu zaś położenia krytycznego uskoku na podstawie zależności (11) można wyznaczyć pełne obciążenie budowli, traktowanej jako bryła sztywna, wynikające z pojawienia się uskoku, a rozkładając na podstawie warunków równowagi wyznaczone obciążenie budowli na poszczególne ściany, możemy określić z kolei obciążenia każdej ze ścian niezależnie. Podsumowując rozważania, analizę wytężenia budowli można zatem przeprowadzić wykorzystując dowolną metodę mechaniki budowli np. metodę elementów skończonych, przy wykorzystaniu programu pozwalającego na rozwiązywanie modeli przestrzennych lub modeli płaskich (w tym drugim przypadku konieczne jest arbitralne rozdzielenie obciążenia na poszczególne ściany). Przykład takiego rozkładu obciążenia budowli, wynikającego z wystąpienia uskoku na poszczególne ściany, pokazano poniżej. Jy o = m 4, współrzędne położenia wypadkowej Q obciążenia budowli (ciężaru własnego i obciążeń użytkowych) w głównym centralnym układzie współrzędnych (x o,y o,z o ) xo = m, yo =0, położenia krawędzi, w których wyznaczamy oddziaływanie podłoża, wyznaczone w głównym centralnym układzie współrzędnych: naprężenie średnie po wystąpieniu uskoku w położeniu krytycznym: ekstremalne naprężenia na wybranych krawędziach fundamentu po wystąpieniu uskoku (wzór (11)): 4. Przykład ilustrujący Wyznaczmy obciążenie budowli utworzonej z czterech ścian o geometrii pokazanej na rys. 6 przy pojawieniu się uskoku o wartości l k krytycznej przy kącie Ψ=0º. Do obliczeń przyjęto średni nacisk fundamentów budynku na grunt na poziomie σ z =100 kpa. Przy podanej geometrii rzutu fundamentów współczynnik pionowej podatności podłoża wg (Wytyczne , Projektowanie 2006), jest stały i wynosi C o =0.72E o gdzie E o pierwotny moduł odkształcenia gruntu. Przyjmujemy globalny układ współrzędnych (x,y,z) (jak na rys. 6). Dla kąta Ψ=0º metodą prób, wykorzystując wzór (12), wyznaczamy krytyczną wartość położenia krawędzi uskoku l k = m. Obliczamy kolejno: pola całkowite rzutu poziomego fundamentu F=40 m 2, ciężar budynku wraz z obciążeniem użytkowym Q = σ z F = = 4000 kn, współrzędne położenia wypadkowej Q obciążenia budowli (ciężaru własnego i obciążeń użytkowych) w układzie współrzędnych (x,y,z) x =5.5 m, y =5.5 m, pole rzutu poziomego części odciętej uskokiem F 2 = m 2, współrzędne środka ciężkości części F 2 pola x S = m, y S =5.5 m, momenty bezwładności względem głównych centralnych osi układu współrzędnych (x o,y o,z o ) Jx o = m 4, Zatem dla wybranych krawędzi (rys. 6a) mamy: Wobec tego wielkości odporu gruntu na poszczególne ściany wynoszą (rys. 7): Rys. 6. Schemat rzutu poziomego budynku i oddziaływania podłoża po wystąpieniu uskoku Fig. 6. Scheme of the horizontal projection of the building and the ground reaction after the occurrence of the fault

39 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 37 Rys. 7. Schemat rozkładu obciążenia na poszczególne ściany budynku: a) w rzucie poziomym, b,c,d) w widoku ścian Fig. 7. Scheme of load distribution on particular walls of the building: a) horizontal projection, b), c), d) in the view of the walls Rys. 8. Rozkład wyznaczonego obciążenia na wysokości ściany Fig. 8. Distribution of the designated load on the height of the wall Rozdzielając teraz analizowany układ ścian na poszczególne ściany (rys. 8), z warunków równowagi otrzymamy obciążenia poszczególnych ścian: Q 1 = Q 2 =1100 kn, Q A = Q B =900 kn, X 1 = kn, X 2 =450 kn. W szczegółowej analizie poszczególnych ścian budowli wyznaczone obciążenia X i można w zależności od proporcji wymiarów poszczególnych ścian oraz intensywności występującej perforacji otworami okiennymi bądź drzwiowymi, rozłożyć na wysokości np. w sposób zaproponowany w (Wytyczne , Projektowanie 2006). Jak pokazały analizy numeryczne przeprowadzone w cz. 2 pracy, wyznaczone uogólnione momenty zginające w pionowych przekrojach budynku wyznaczone dla określonych w tej części pracy obciążeń są większe niż te otrzymywane z rozwiązania zadania numerycznie metodą elementu skończonego. W części 2 pracy na podstawie uzyskanych wyników zdefiniowano wartość parametru a redukującego siły wewnętrzne w budowli do przeciętnego poziomu wartości sił wewnętrznych uzyskiwanych w analizach MES. Wartość tego współczynnika zawiera się w przedziale α=( ). Analizy numeryczne wykonano w ACK CYFRONET Kraków, na podstawie grantów MNiSW/SGI3700/ PŚląska/054/2010 oraz MNiSW/SGI3700/PŚląska/056/2010.

40 38 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Literatura BURTAN Z., ZORYCHTA A., CHLEBOWSKI D Analiza stanu zagrożenia sejsmicznego w polu XVII/1 O/ZG Rudna w aspekcie możliwości uaktywnienia się stref uskokowych. Przegląd Górniczy nr 3-4. FEDOROWICZ, L. FEDOROWICZ, J Obliczanie budynków mieszkalnych zagrożonych awarią na terenach górniczych o deformacjach nieciągłych. Materiały Naukowo-Technicznej Konferencji Awarie Budowlane, Szczecin-Międzyzdroje, maj 1994, t. 2, s FEDOROWICZ, L. FEDOROWICZ, J. CIŃCIO, A Metoda analizy statycznej ścian budynków mieszkalnych na terenach górniczych o deformacjach nieciągłych. Bezpieczeństwo Pracy i Ochrona Środowiska w Górnictwie nr 1, s FEDOROWICZ, L. FEDOROWICZ, J. CIŃCIO, A Analiza wytężenia wzmocnienia gorsetowego budynków murowanych na terenach górniczych o deformacjach nieciągłych. Zeszyty Naukowe Pol. Śl. Gliwice, seria Budownictwo, z. 84, s KOWALSKI A Rozpoznanie i możliwości prognozowania liniowych deformacji nieciągłych powierzchni. VIII Dni Miernictwa Górniczego i Ochrony Terenów Górniczych, Ustroń, czerwca. KRUCZKOWSKI M Analiza wpływu eksploatacji górniczej na występowania deformacji nieciągłych typu liniowego. Górnictwo i Geologia, t. 5, z. 2, s LEDWOŃ J.A Budownictwo na terenach górniczych. Arkady, Warszawa. NIEMIEC T Wpływ uskoku na rozkład wskaźników deformacji w dyskretnym modelu wpływów eksploatacji górniczej. Przegląd Górniczy nr 3-4, s Projektowanie budynków na terenach górniczych. Instrukcje, Wytyczne, Poradniki, 416/2006. Wydawnictwo ITB, Warszawa SACHS J Prognozowanie deformacji zapadliskowych na terenach górniczych z uwzględnieniem badań geofizycznych. Wydawnictwo ITB, Warszawa. STRZAŁKOWSKI P., PIWOWARCZYK J., ŁAPAJSKI K Występowanie deformacji nieciągłych liniowych w świetle analiz warunków geologiczno-górniczych. Przegląd Górniczy nr 5, s.1-5. SZOJDA L Analiza numeryczna wpływu nieciągłych deformacji podłoża na budynki ścianowe. Wydawnictwo Politechniki Śląskiej, z. 223 Gliwice. SZOJDA L Analiza współpracy budowla-podłoże gruntowe dla ściany murowanej obciążonej wpływem nieciągłych deformacji podłoża górniczego. Przegląd Górniczy nr 3, s Wytyczne projektowania budynków o ścianowym układzie nośnym podlegających wpływowi eksploatacji górniczej. Instrukcja 286. Wydawnictwo ITB, Warszawa Методичесие указания по проектированию мер защиты эксплуатирыемых зданий и соружений в районах залегания крутопадающих пластов. ВНУМУ, Ленинград Указания по проектированию бескаркасных зданий в централъном районие донбаса на площадиях залегания крутопадающих угловых пластов. РСН ГКСМ УССР по делам строителъства, Донецк Artykuł wpłynął do redakcji luty 2017 Artykuł akceptowano do druku r.

41 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 39 Budowle ścianowe na terenach górniczych o deformacjach nieciągłych. Część 2 Analizy numeryczne Wall buildings in mining areas of discontinuous deformation Part 2 Numerical analyses dr inż. Andrzej Cińcio* ) dr hab. inż. Jan Fedorowicz prof. WST** ) Treść: W drugiej części pracy przedstawiono wyniki analiz numerycznych zagadnień omawianych w części pierwszej. Dotyczą one problemu zachowania się budynku w sytuacji, gdy w obrębie rzutu poziomego budynku pojawia się liniowa deformacja nieciągła powierzchni terenu w postaci progu. Utrzymano przy tym założenie przyjęte w części 1 pracy, że zasięg uskoku w obszarze rzutu poziomego budynku nie przekracza tak zwanej odległości krytycznej. Analizę przeprowadzono metodą MES. Dla stworzenia modelu obliczeniowego podłoża górniczego wykorzystano oprócz modelu sprężystego i modelu Winklera również modele sprężysto-plastyczne z powierzchnią plastyczności w postaci warunku Coulomba-Mohra i Druckera-Pragera, a także model mechaniki stanu krytycznego Modyfied Cam-Clay. Abstract: Part 2 of the work presents the results of numerical analyses of the issues discussed Part 1. These problems concern the behavior of the building, in which case a linear area discontinuity may appear in the form of a threshold within the horizontal projection of the building. The assumption adopted in Part 1 of the work that the extent of the fault in the area of the horizontal projection of the building does not exceed the so-called critical distance has been maintained. The analysis was carried out by FEM. To create a computational model of the mining surface, in addition to the elastic model and Winkler model, the elastic-plastic models with surface plasticity as a condition of Mohr-Coulomb and Drucker-Prager, as well as the model of critical state mechanics Modified Cam-Clay have been applied. Słowa kluczowe: tereny górnicze, deformacje nieciągłe, szkody górnicze, analiza numeryczna, modele konstytutywne Key words: mining areas, discontinuous deformations, mining damage, numerical analysis, constitutive models 1. Wstęp W pierwszej części pracy sformułowano i rozwiązano zagadnienie wpływu pojawiającej się w obrębie rzutu poziomego budynku liniowej deformacji nieciągłej w postaci progu na budynki o konstrukcji ścianowej, otrzymując rozwiązanie typu analitycznego. W tej części pracy rozwiązania te poddano weryfikacji za pomocą serii analiz o charakterze numerycznym W modelach utrzymano przyjęte w pierwszej części artykułu założenie, że zasięg uskoku jest nie większy niż zdefiniowana w części pierwszej artykułu tzw. odległość krytyczna. Oznacza to, że zasięg uskoku jest na tyle mały, że budowla zawiśnie nad uskokiem bez wystąpienia jej obrotu. Analizie poddano budowle o konstrukcji sztywnej, skonstruowanej zgodnie z zasadami podanymi w (Instrukcje * ) Politechnika Śląska, Gliwice ** ) Wyższa Szkoła Techniczna, Katowice , Instrukcja , Fedorowicz i in. 2014, Jamrozik i in. 2014). Analizę przeprowadzono metodą MES przy pomocy programu Abaqus (Dokumentacja ). Modele numeryczne układu budowla-podłoże gruntowe budowano wykorzystując dla gruntu następujące modele konstytutywne: liniowo-sprężysty (e), sprężysto-plastyczny z powierzchnią plastyczności w postaci warunku Coulomba-Mohra (C-M) oraz warunku Druckera-Pragera (D-P), a także sprężysto-plastyczny model mechaniki stanu krytycznego Modified-Cam-Clay (MCC). Dodatkowo rozwiązano zadanie na najprostszym modelu w postaci budowli na podłożu odwzorowanym pionowymi więzami sprężystymi o cechach podłoża winklerowskiego. Budowla reprezentowana w postaci zastępczego fundamentu opisana jest modelem liniowo-sprężystym. W każdym przypadku obliczenia przeprowadzono wielokrotnie, dla różnych zestawów parametrów, odpowiadających różnym rodzajom podłoża. Wyniki analizy dla nieliniowych modeli podłoża porównano z wynikami dla rozwiązania liniowo-sprężystego.

42 40 PRZEGLĄD GÓRNICZY Założenia analizy 3. Opis modelu numerycznego Analizę numeryczną w pracy przeprowadzono metodą MES, budując model obliczeniowy pokazany na rys. 2. Obliczenia prowadzono przyjmując założenia: długość krawędzi uskoku l u (rys. 1) jest wystarczająco duża, aby zachowanie się podłoża można analizować jak w zadaniu płaskiego stanu odkształcenia (PSO), zasięg uskoku l k nie przekracza wartości krytycznej, a wysokość uskoku h u jest wystarczająca, aby przy określonej wartości l k budynek zawisł nad uskokiem, konstrukcja modelowana jest jako zastępcza bryła pełna wykonana z materiału liniowo-sprężystego (e) w płaskim stanie naprężenia (PSN) lub płaskim stanie odkształcenia (PSO) o określonej sztywności definiowanej parametrem materiału sprężystego Eb, w konstrukcji analizowane są ekstremalne uogólnione siły przekrojowe (momenty zginające - Mzg) wyznaczane na podstawie rozkładu poziomej składowej stanu naprężenia s11 (również ich zmiana na długości konstrukcji) oraz deformacja konstrukcji, obciążenie konstrukcji stanowi ciężar własny i obciążenie użytkowe (pokazane na rys. 2) i we wszystkich analizowanych przypadkach jest przyjęte jako niezmienne, pojawienie się uskoku modelowane jest poprzez usuwanie w trakcie analizy poszczególnych elementów skończonych (lub grup elementów skończonych) w modelu obliczeniowym, w celu wyeliminowania wpływu niewielkich sił naporu gruntu w trakcie odkształcania się konstrukcji na wartości jej sił wewnętrznych, we wstępnej fazie analizy numerycznej usuwane są elementy skończone wzdłuż pionowych boków zagłębionej konstrukcji. Rys. 1. Schemat widoku budowli nad uskokiem Fig. 1. Schematic view of the stepped structure Geometrię modelu obliczeniowego pokazano na rys. 2. Model obliczeniowy zbudowano przez nałożenie siatki dyskretnej MES utworzonej z elementów czworokątnych oraz trójkątnych, zagęszczonej w obszarach o spodziewanych zwiększonych gradientach składowych stanu naprężenia. Charakter siatki dyskretnej pokazano na rys. 3. Tamże, na kolejnych fragmentach modelu s-1, s-2, s-3, s-4 przedstawiono również schematycznie przebieg symulacji procesu powstawania progu pod konstrukcją w modelu obliczeniowym. Budowlę wymodelowano jako jednolity blok o wysokości H=2.4 m o materiale sprężystym: E b = kpa i ν = 0.167, odpowiadający dolnej kondygnacji hali produkcyjnej. Obciążenie modelu konstrukcji przyjęto na podstawie projektu w wysokości (rys. 2): q o =158 kn/m 2, q 1 =140.1 kn/m 2, q 2 =62.3 kn/m 2 oraz ciężar objętościowy materiału konstrukcji γ = 25 kn/m 3. Jak już wspomniano, podłoże gruntowe modelowano wykorzystując różne modele obliczeniowe. Przyjmując oznaczania: dla przyrostu tensora odkształcenia: dla przyrostu tensora naprężenia możemy zapisać równania konstytutywne wykorzystanych modeli materiałowych w postaci: dla modelu linowo-sprężystego (Fedorowicz i in. 2014, Jamrozik i in. 2014, Fedorowicz 2006, 2008): (1) dla modelu sprężysto-plastycznego: (2) gdzie: D e jest macierzą sprężystą zależną jedynie od stałych materiałowych, D p częścią plastyczną macierzy sprężysto-plastycznej zależną od aktualnego stanu naprężenia i stałych materiałowych. Szczegóły opisu tych macierzy można znaleźć w (Fedorowicz 2006, 2008). W obliczeniach numerycznych w analizach z wykorzystaniem modelu D-P przy niestowarzyszonym prawie płynięcia ( Ψ) i zadaniu PSO parametry modelu określono na podstawie (Cińcio 2004) ze wzorów: (3) Rys. 2. Geometria modelu obliczeniowego Fig. 2. Geometry of the numerical model

43 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 41 Rys. 3. Siatka modelu obliczeniowego oraz kolejność wybierania gruntu w symulacji powstawania progu Fig. 3. Computational model mesh and the order of exploitation of the subsoil in simulation of the threshold formation Natomiast przyjmując w modelu stowarzyszone prawo płynięcia ( = Ψ), parametry określono wg wzorów: (5) W analizach numerycznych z wykorzystaniem modelu MCC potrzebne dodatkowe parametry gruntu podawane w tabeli 1 wyznaczano wg (Fedorowicz i in. 2001, Fedorowicz, Fedorowicz 2014) ze wzorów: (4) gdzie: OCR współczynnik prekonsolidacji podłoża. Przyjęte oznaczenia wykresów na rysunkach z prezentacją wyników analiz (rys. 4 rys. 24) wraz z odpowiadającymi danymi materiałowymi zestawiono w tabeli 1, przy czym we wszystkich obliczanych przypadkach przyjęto stałą Poissona równą v=0.30. (6) Tabela 1. Wykaz oznaczeń zadań przedstawionych na rys Table 1. List of reference tasks shown in Fig oznaczenie na rysunku model gruntu [ o ] c [kpa] l k [m] E bud [kpa] E gr [MPa] (e)-a (e) rozwiązanie wspornika o wysięgu l k =8.60 m lub l k =11.20 m obciążonego ciężarem własnym i obciążeniem q o, q 1 i q 2 z rys. 2. (e)-b (e) rozwiązanie pręta sztywnego obciążonego odporem wg wzoru (11) z cz. 1 pracy dla uskoku w odległości l k =8.60 m lub l k =11.20 m oraz ciężarem własnym i obciążeniem q o, q 1 i q 2 z rys. 2. (e)-1 (e) (e)-2 (e) (e)-3 (e) (e)-4 (e) (e)-5 (e) (e)-6 (e) (e)-7 (e) (e)-8 (e) (e)-9 (e) (e)-10 (e) (e)-11 (e) (e)-12 (e) (D-P)-1 (D-P)

44 42 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 (D-P)-2 (D-P) (D-P)-3 (D-P) (D-P)-4 (D-P) (D-P)-5 (D-P) (D-P)-6 (D-P) (D-P)-7 (D-P) (D-P)-8 (D-P) (D-P)-9 (D-P) (D-P)-10 (D-P) (D-P)-11 (D-P) (D-P)-12 (D-P) (D-P)-13 (D-P) (C-M)-1 (C-M) (C-M)-2 (C-M) (C-M)-3 (C-M) 10 50/K o = (C-M)-4 (C-M) 10 50/ K o = (C-M)-5 (C-M) (C-M)-6 (C-M) (C-M)-7 (C-M) (C-M)-8 (C-M) / K o = (C-M)-9 (C-M) / K o = (C-M)-10 (C-M) (C-M)-11 (C-M) (C-M)-12 (C-M) 20-50/ K o = (C-M)-13 (C-M) 20 50/ K o = (C-M)-14 (C-M) (C-M)-15 (C-M) (C-M)-16 (C-M) (C-M)-17 (C-M) (C-M)-18 (C-M) (C-M)-19 (C-M) (C-M)-20 (C-M) (C-M)-21 (C-M) (C-M)-22 (C-M) (C-M)-23 (C-M) (MCC)-1 (MCC) 30 e cs =1.788, κ=0.0074, λ=0.066, M=1.2, (NC) K o =0.5 (MCC)-2 (MCC) 30 e cs =0.45, κ=0.0004, λ=0.008, M=1.2, (NC) K o =0.5 (MCC)-3 (MCC) 27 e cs =0.65, κ=0.0014, λ=0.012, (NC) M=1.0699, K o =0.546 (MCC)-4 (MCC) 27 e cs =0.75, κ=0.0015, λ=0.012, M=1.0699, 0.546), (MCC)-5 (MCC) 30 e cs =1.788, κ=0.0074, λ=0.066, M=1.2, (NC) K o =0.5, (MCC)-6 (MCC) 30 e cs =0.45, κ=0.0004, λ=0.008, M=1.2, (NC) K o =0.5, (MCC)-7 (MCC) 30 e cs =0.45, κ=0.0004, λ=0.008, M=1.2, (NC) K o =0.5,, *(Cińcio 2004, Fedorowicz i in. 2001, Fedorowicz 2014) 8.60 (OC) q*=50 kpa, K o * γ=20 kn/m 3, 8.60 (OC) q*=50 kpa, K o * γ=20 kn/m 3, 8.60 (OC) q*=50 kpa, K o * γ=20 kn/m 3, 8.60 (OC) q*=50 kpa, K o * γ=20 kn/m 3, (OC) q*=50 kpa, K o * γ=20 kn/m 3, 8.60 (OC) q*=100 kpa, K o * γ=20 kn/m 3, 8.60 (OC) q*=200 kpa, K o * γ=20 kn/m 3, 4. Wyniki analiz numerycznych Wybrane wyniki przeprowadzonych analiz przedstawiono na kolejnych rysunkach zamieszczonych poniżej (rys. 4 rys. 24), oznaczenia identyfikujące poszczególne wykresy zestawiono w tab. 1.

45 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 43 Rys. 4. Model podłoża (e), l k =8.6 m zmiana poziomego naprężenia normalnego w górnym skrajnym włóknie budowli Fig. 4. Model of the subsoil (e), l k =8.6 m change of the horizontal normal stress in the uppermost fiber structure Rys. 5. Model podłoża (e) zmiana odporu gruntu dla l k =8.6 m Fig. 5. Model of the subsoil (e) change of the passive earth pressure for l k = 8.6 m Rys. 6. Model podłoża (e), l k =11.2 m zmiana poziomego naprężenia normalnego w górnym skrajnym włóknie budowli Fig. 6. Model of the subsoil (e), l k = 11.2 m change of the horizontal normal stress in the uppermost fiber structure Rys. 7. Model podłoża (e), l k =11.2 m zmiana poziomego naprężenia normalnego w górnym skrajnym włóknie budowli przy zmianie E b Fig. 7. Model of the subsoil (e), l k = 11.2 m change of the horizontal normal stress in the uppermost fiber structure by changing E b Rys. 8. Model podłoża (e) zmiana odporu gruntu dla l k =11.2 m Fig. 8. Model of the subsoil (e) change of the passive earth pressure for l k = 11.2 m

46 44 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Rys. 9. Model podłoża (C-M), l k =8.6 m zmiana poziomego naprężenia normalnego w górnym skrajnym włóknie budowli Fig. 9. Model of the subsoil (C-M), l k = 8.6 m change of the horizontal normal stress in the uppermost fiber structure Rys. 10. Model podłoża (C-M) zmiana odporu gruntu dla l k =8.6 m Fig. 10. Model of the subsoil (C-M) change of the passive earth pressure for l k = 8.6 m Rys. 12. Model podłoża (C-M) zmiana odporu gruntu dla l k =8.6 m Fig. 12. Model of the subsoil (C-M) change of the passive earth pressure for l k = 8.6 m Rys. 11. Model podłoża (C-M), l k =8.6 m zmiana poziomego naprężenia normalnego w górnym skrajnym włóknie budowli Fig. 11. Model of the subsoil (C-M), l k = 8.6 m change of the horizontal normal stress in the uppermost fiber structure Rys. 13. Model podłoża (C-M), l k =11.2 m zmiana poziomego naprężenia normalnego w górnym skrajnym włóknie budowli Fig. 13. Model of the subsoil (C-M), l k = 11.2 m change of the horizontal normal stress in the uppermost fiber structure

47 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 45 Rys. 14. Model podłoża (C-M) zmiana odporu gruntu dla l k =11.2 m Fig. 14. Model of the subsoil (C-M) change of the passive earth pressure for l k = 11.2 m Rys. 15. Model podoża (D-P), l k =8.6 m zmiana poziomego naprężenia normalnego w górnym skrajnym włóknie budowli Fig. 15. Model of the subsoil (D-P), l k = 8.6 m change of the horizontal normal stress in the uppermost fiber structure Rys. 16. Model podłoża (D-P) zmiana odporu gruntu w zależności dla l k =8.6 m Fig. 16. Model of the subsoil (D-P) change of the passive earth pressure for l k = 8.6 m Rys. 17. Model podłoża (D-P), l k =8.6 m zmiana poziomego naprężenia normalnego w górnym skrajnym włóknie budowli Fig. 17. Model of the subsoil (D-P), l k = 8.6 m change of the horizontal normal stress in the uppermost fiber structure Rys. 18. Model podłoża (D-P) zmiana odporu gruntu w zależności dla l k =8.6 m Fig. 18. Model of the subsoil (D-P) change of the passive earth pressure for l k = 8.6 m

48 46 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Rys. 19. Model podłoża (D-P), l k =11.2 m zmiana poziomego naprężenia normalnego w górnym skrajnym włóknie budowli Fig. 19. Model of the subsoil (D-P), l k = 11.2 m change of the horizontal normal stress in the uppermost fiber structure Rys. 20. Model podłoża (D-P) zmiana odporu gruntu w zależności dla l k =11.2 m Fig. 20. Model of the subsoil (D-P) change of the passive earth pressure for l k = 11.2 m Rys. 22. Model podłoża (MCC) zmiana odporu gruntu w zależności dla l k =8.6 m Fig. 22. Model of the subsoil (MCC) change of the passive earth pressure for l k = 8.6 m Rys. 21. Model podłoża (MCC), l k =8.6 m zmiana poziomego naprężenia normalnego w górnym skrajnym włóknie budowli Fig. 21. Model of the subsoil (MCC), l k = 8.6 m change of the horizontal normal stress in the uppermost fiber structure Rys. 24. Model podłoża (MCC) zmiana odporu gruntu w zależności dla l k =11.2 m Fig. 24. Model of the subsoil (MCC) change of the passive earth pressure for l k = 11.2 m Rys. 23. Model podłoża (MCC), l k =11.2 m zmiana poziomego naprężenia normalnego w górnym skrajnym włóknie budowli Fig. 23. Model of the subsoil (MCC), l k = 11.2 m change of the horizontal normal stress in the uppermost fiber structure

49 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 47 Rys. 25. Schemat uproszczonego modelu MES w programie ROBOT Fig. 25. Scheme of a simplified FEM model in the ROBOT program Dodatkowo rozwiązano zadanie w oparciu o uproszczony model inżynierski ściany modelowanej w płaskim stanie naprężenia posadowionej na parametrycznym liniowo-sprężystym, winklerowskim modelu podłoża o kilku różnych parametrach. Sztywności elementów podłoża obliczano wg wytycznych (Jamrozik i in. 2014, Dokumentacja), natomiast zbudowany model rozwiązywano za pomocą programu Autodesk Robot Structural Analysis, przy założeniu, że materiał budowli pracuje w zakresie liniowo-sprężystym. Schematyczny widok wymienionego modelu pokazano na rys. 25, natomiast wybrane wyniki w postaci mapki poziomego naprężenia normalnego na rys. 26 i rys. 27. Na rysunku 26 przedstawiono uzyskany w obliczeniach numerycznych rozkład naprężeń poziomych s11 w górnych włóknach analizowanej ściany dla długości uskoku l k =11.2 m i dla różnych parametrów sztywności podłoża. Jako tło wyników podano rozwiązanie numeryczne przy podłożu odwzorowanym na rys. 6 modelem sprężystym (e) (na rys. 26 kolor czerwony ze znacznikiem). Rys. 26. Model podłoża Winklera zmiana poziomego naprężenia normalnego w górnym skrajnym poziomym przekroju przez budowlę dla l k =11.2 m na tle rozwiązania analitycznego i rozwiązania numerycznego na modelu (e) Fig. 26. Winkler subsoil model change of the horizontal normal stress in the uppermost horizontal section through the structure for l k = 11.2 m against the analytical solution and numerical solution for the model (e)

50 48 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Rys. 27. Model podłoża Winklera zmiana odporu podłoża dla l k =11.2 m na tle rozwiązania analitycznego (e)-b oraz rozwiązania numerycznego na modelu (e)-2 dla Eo=50 MPa Fig. 27. Winkler subsoil model change of the passive earth pressure for l k = 11.2 m against the analytical solution (e)-b and numerical solution for the model (e)-2 for Eo = 50 MPa 5. Wnioski końcowe Z analizy otrzymanych rezultatów wynika, że wartości poziomych naprężeń normalnych otrzymywane na podstawie rozwiązania budowli traktowanej jako bryła sztywna (rozwiązanie omówione w cz. 1 pracy) są większe niż wartości uzyskane na podstawie rozwiązań numerycznych ok %. Natomiast wartości poziomych naprężeń normalnych wyznaczone na podstawie momentów zginających obliczonych w schemacie wspornikowym są znacznie mniejsze od odpowiednich wartości wynikających z obliczeń numerycznych. Na podstawie analizy wartości sił wewnętrznych dla rozwiązania sprężystego wynika, że przyjmowana w obliczeniach sztywność elementu odwzorowującego budowlę, w porównaniu ze sztywnością gruntu jest na tyle duża, że dalsze jej zwiększanie nie zmienia w sposób istotny rozwiązania (rys. 6). Z obliczeń numerycznych wynika również, że wytężenie budowli zmienia się dla przyjętego modelu podłoża w zależności od wartości jego parametrów materiałowych jedynie w określonym, niewielkim zakresie. Na podstawie uzyskanych wyników analiz numerycznych można więc przyjąć, że wytężenie budowli może być szacowane na podstawie zaproponowanej metody rozwiązania problemu, podanej w cz. 1 pracy, jeżeli uzyskane rezultaty zredukujemy o ok %, co odpowiada przemnożeniu otrzymanych rezultatów przez współczynnik redukcyjny a=( ). Na kolejnych rysunkach (od rys. 4 do rys. 24) pokazano przez zakreskowanie obszary, w których znajdują się wymienione zredukowane wartości poziomych naprężeń w skrajnym włóknie modelu budowli. Mniejsze wartości naprężeń normalnych otrzymywane w analizach numerycznych można interpretować jako skutek dokładniejszego modelu zarówno konstrukcji, jak również modelu gruntu, uwzględniającego dodatkowo w tym drugim wymienionym przypadku pozasprężyste właściwości ośrodka. Dalsze uszczegółowienie modelu wymaga specyfikacji w modelu kontaktu na styku budowli z podłożem gruntowym. Obliczenia numeryczne wykonano w ACK CYFRONET Kraków, w ramach grantów MNiSW/SGI3700/ PŚląska/054/2010 and MNiSW/SGI3700/PŚląska/056/2010. Literatura CIŃCIO A Numeryczna analiza dynamicznej odporności niskiej zabudowy na wstrząsy parasejsmiczne z zastosowaniem przestrzennych modeli wybranych obiektów. Praca doktorska, Pol. Śl., Gliwice. Dokumentacja programu SIMULIA Abaqus FEA. FEDOROWICZ J Zagadnienie kontaktowe budowla podłoże gruntowe. Część II. Kryteria tworzenia i oceny modeli obliczeniowych układów konstrukcja budowlana podłoże górnicze. Zeszyty Naukowe Politechniki Śląskiej, seria Budownictwo, nr 1805, z FEDOROWICZ J., MROZEK M., MROZEK D Ochrona budynków murowanych na terenie górniczym. Cz.2 porównanie analiz klasycznych i współczesnych. Przegląd Górniczy nr 8, s FEDOROWICZ L Zagadnienie kontaktowe budowla podłoże gruntowe. Część I. Kryteria modelowania i analiz podstawowych zagadnień kontaktowych konstrukcja budowlana podłoże gruntowe. Zeszyty Naukowe Politechniki Śląskiej, seria Budownictwo, nr 1729, z FEDOROWICZ L., FEDOROWICZ J Rola współczynnika parcia geostatycznego Ko w analizach geotechnicznych i sposoby jego oceny.

51 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 49 Zeszyty Naukowe Wyższej Szkoły Technicznej w Katowicach, nr 6 s z. FEDOROWICZ L., FEDOROWICZ J., CIŃCIO A Problemy oceny wytężenia konstrukcji budynków jednorodzinnych na terenach górniczych. Inżynieria i Budownictwo nr 3. Instrukcja, Wytyczne, Poradniki, 364/2007. Wymagania techniczne dla obiektów budowlanych wznoszonych na terenach górniczych. Wydawnictwo Instytutu Techniki Budowlanej, Warszawa Instrukcje, Wytyczne, Poradniki, 416/2006. Projektowanie budynków na terenach górniczych. Wydawnictwo Instytutu Techniki Budowlanej, Warszawa JAMROZIK J., FEDOROWICZ L., FEDOROWICZ J Sposoby przewidywania i odtwarzania zachowań konstrukcji budowlanych poddanych wpływom górniczym. Przegląd Górniczy nr 8, s Artykuł wpłynął do redakcji luty 2017 Artykuł akceptowano do druku r. Szanowni Czytelnicy! Przypominamy o wznowieniu prenumeraty Przeglądu Górniczego Informujemy też, że od 2009 roku w grudniowym zeszycie P.G. zamieszczamy listę naszych prenumeratorów.

52 50 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Zastosowanie mikrotomografii komputerowej (µct) w diagnostyce jakości zabezpieczenia otworów wiertniczych przed migracją gazu Computer microtomography (µct) application in wells anti gas migration sealing quality inspections mgr inż. Łukasz Bolewski* ) mgr inż. Bartłomiej Karpiński* ) mgr inż. Mateusz Kmieć* ) dr hab. inż. Marek Szkodo* ) Treść: Artykuł opisuje badania nad negatywnym zjawiskiem występującym w wiertnictwie otworowym pod nazwą migracja gazu z wykorzystaniem metody mikrotomografii komputerowej µct (ang. computed microtomography). Opisano główne przyczyny powstawania tego negatywnego zjawiska polegającego na przepływie gazów, a także płynów w zaczynie cementacyjnym lub kamieniu cementowym. Przygotowano próbki imitujące zacementowany odcinek rur okładzinowych. Skupiono się na wykorzystaniu mikrotomografii komputerowej, oraz analizie zrekonstruowanego trójwymiarowego obrazu w celu sprawdzenia jakości zacementowania. Przedstawiono zalety tej metody oraz możliwości analizy powstałych kamieni cementowych. Abstract: This paper presents a description of the gas migration phenomenon. Main causes of this negative phenomenon consisting in fluid or gas flow in the cement slurry or bounded cement sheath have been described. The paper describes the use of the computed microtomography (µct) and analysis of the reconstructed three-dimensional (3D) images, in order to check the quality of cementation samples prepared at the Faculty of Mechanical Engineering. The paper presents the advantages and opportunities of X-ray computed microtomography analysis of the bonded cement sheath. Słowa kluczowe: migracja gazu, mikrotomografia komputerowa, jakość zacementowania Keywords: gas migration, computed microtomography (µct), cementing job quality * ) Politechnika Gdańska, Gdańsk

53 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY Wstęp Uszczelnienie poziomów skał zbiornikowych w orurowanych otworach wiertniczych jest jedną z najistotniejszych operacji w procesie wydobywania węglowodorów. Jej niepowodzenie grozi skażeniem środowiska, przeprowadzaniem kosztownych akcji ratunkowych i naprawczych, czy koniecznością wypłaty wysokich odszkodowań. Z tego powodu rozwiązanie problemów technologicznych, z uwzględnieniem szeregu czynników obejmujących zarówno fazę projektowania, jak i wykonania zabiegu cementowania, jest sprawą niezwykle ważną. Jak pokazują dane z pomiarów polskiej geofizyki otworowej, zwłaszcza badania CBL (Cement Bond Log), VDL (Variable Density Log) oraz wyniki cementomierzy typu PET lub CET, problem niedostatecznego wiązania cementu do rur okładzinowych i linera jest widoczny w niemal wszystkich przypadkach zespolenia rur przy pomocy zaczynu cementowego (Abimbola i in. 2016). Ponadto wiodące firmy naftowe, na podstawie analiz cementowań, twierdzą, że około 15% wykonanych zabiegów cementowań należałoby uznać za nieudane ze względu na proces ekshalacji gazowej (Szewczuk, Bolewski 2016a, b, Kremieniewski, Stryczek 2011). Do głównych przyczyn powodujących problemy ze szczelnością płaszcza cementacyjnego zaliczamy: kurczenie się cementu, migracje gazów w trakcie stygnięcia, pękanie po zastygnięciu oraz długoterminową degradację związaną z odziaływaniem korozyjnego środowiska, substancji chemicznych i temperatury odwiertu (Celia i in 2004). W literaturze znajdziemy szereg prac poświęconych tematyce integralności odwiertu wydobywczego i szczelności płaszcza cementacyjnego. Większość prac związana jest z wpływem destrukcyjnego oddziaływania CO 2 na jakość wiązania cement-casing, cement-skała. Testy laboratoryjne badające wpływ tego czynnika były zaprezentowane w pracach: (Kutchko i in. 2007, Carey 2013, Kutchko et al. 2008, Rimmele i in. 2008)). Jednym z ważniejszych aspektów interakcji pomiędzy cementem w odwiercie a formacją skalną są parametry związane z porowatością obydwu tych materiałów. Porowatość i rozkład wielkości porów wpływają na zachowanie stałych materiałów porowatych, w tym na zachodzące w nich przepływy płynów i gazów. Najnowsze opracowania i wdrożenia w zakresie metod obliczeniowych oraz postęp w akwizycji obrazu z zastosowaniem rentgenowskiej tomografii i mikrotomografii komputerowej zaowocowały coraz szerszym zastosowaniem tych metod w ośrodkach porowatych. Obecnie metoda mikrotomografii komputerowej jest jedną z najbardziej zaawansowanych metod badawczych, używanych w geologii, przede wszystkim w celu scharakteryzowania właściwości porometrycznych skał zbiornikowych. Umożliwia ona wizualizację wewnętrznej struktury badanego obiektu. Mikrotomografia rentgenowska, ze względu na względnie wysoką rozdzielczość i nieniszczący charakter, znalazła zastosowanie w wielu dziedzinach nauki i techniki. Potencjalnie może być użyta w każdym przypadku, w którym istotną rolę odgrywa budowa wewnętrzna (na poziomie mikrometrycznym) badanego przedmiotu. Większa ilość badań potwierdziła skuteczność użycia metody mikrotomografii rentgenowskiej (x-ray-µct), w celu identyfikacji zmian w strukturze w strefie kontaktowej cement-skała. Badania zaprezentowane w pracach (Cao i in. 2013, Jung i in. 2012, Mason i in. 2014, Yalcinkaya i in. 2011) wykazały, że metoda mikrotomografii komputerowej µct, jest w stanie w bezinwazyjny i niedestrukcyjny sposób zwizualizować niejednorodne przestrzenie degradacji materiału jakim jest cement wiertniczy. Uwzględniając w tym gęstość i zmianę struktury porów na skutek destrukcyjnego działania środowiska nasyconego CO 2. Metoda ta umożliwiła wizualizację potencjalnych ścieżek ucieczki CO 2, które mogą tworzyć się w strefach kontaktu cement-skała, jako efekt procesów degradacji. Rentgenowska mikrotomografia komputerowa ma zastosowanie do analizy jakościowej i ilościowej wewnętrznych właściwości materiałów geologicznych. Pozwala bezinwazyjnie zajrzeć do wnętrza badanego obiektu, o ile badana próbka odznacza się wystarczająco dużym zróżnicowaniem absorpcji promieniowania rentgenowskiego przez poszczególne jej elementy. Jednym z ważniejszych zastosowań rentgenowskiej tomografii komputerowej jest badanie porowatości, co ułatwia silny kontrast gęstości pomiędzy fazą stałą a powietrzem (Zalewska, Dohnalik 2009). Można by przytoczyć więcej badań obejmujących charakterystykę skał zbiornikowych (Van Geet i in. 2000, Van Geet i in. 2003). Celem niniejszej pracy jest przedstawienie wykorzystania mikrotomografii komputerowej (µct) jako skutecznej metody w diagnostyce jakości zabezpieczenia otworów wiertniczych przed migracją gazu. W celu zweryfikowania problematyki i metodologii uszczelniania orurowania przy pomocy zaczynu cementowego wykonano badania w skali laboratoryjnej na wcześniej zaprojektowanym i zbudowanym stanowisku cementacyjnym. Stanowisko to powstało jako efekt realizacji jednego z zadań projektu PPPI (Protektor Przeciw Pęczniejącym Iłom), finansowanego przez Narodowe Centrum Badań i Rozwoju i znajduje się ono na wyposażeniu hali hydrauliki i pneumatyki Wydziału Mechanicznego Politechniki Gdańskiej. W celu sprawdzenia jakości zacementowania i przeprowadzenia analizy wad powstałych w płaszczu cementowym posłużyły badania z wykorzystaniem mikrotomografu komputerowego General Electric Phoenix v tome x s240 CT, w który wyposażona jest Katedra Inżynierii Materiałowej i Spajania Politechniki Gdańskiej. Zrekonstruowany trójwymiarowy obraz zacementowanych próbek poddano analizie, w celu detekcji porów, kanałów, szczelin i innych rodzajów wad obecnych w płaszczu cementacyjnym mających zasadniczy wpływ na obniżenie jakości zacementowania. Przedstawione wyniki ukazały i potwierdziły skuteczność wykorzystania metody µct jako bezinwazyjnej metody badawczej przy analizie zastygniętego cementu wiertniczego, pozwalającej określić geometrię szczelin i ocenić charakter wad w płaszczu cementowym. W kolejnych publikacjach zostaną przedstawione badania przeprowadzone na próbkach dla różnych parametrów cementowania oraz z wprowadzonymi w przestrzeń pierścieniową przeszkodami imitującymi niedoskonałości geometrii rzeczywistego odwiertu. 2. Zjawisko i przyczyny migracji gazu Jednym z głównych powodów powstawania wad w kamieniu cementowym oraz rozszczelnienia tej bariery jest zjawisko migracji płynu w przestrzeni pierścieniowej. Płynem może być zarówno faza ciekła, jak i gazowa. Migracja płynu w przestrzeni pierścieniowej może mieć miejsce zarówno w trakcie wiercenia, jak też podczas przygotowywania otworu do eksploatacji. Udowodniono, że migracja cieczy w przestrzeni pierścieniowej polega w głównym stopniu na dopływie płynów złożowych do przestrzeni pierścieniowej wskutek braku równowagi ciśnienia. Gaz przemieszcza się do stref o niższym ciśnieniu lub nawet dociera do powierzchni górotworu (Bonett, Pafitis 1996, Kremieniewski 2011, Raczkowski 1997). Obecnie problem migracji gazu występuje na większości złóż gazowych lub w otworach przygotowanych do magazynowania gazu (zbiorniki/kawerny gazu) i określany jest jako: łączność gazowa, przeciek gazowy, przepływ gazu w przestrzeni pierścieniowej,

54 52 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 przepływ kanałowy gazu, przepływ gazu po cementowaniu, inwazja gazu, migracja/ekshalacja/iniekcja gazu (Crook, Healthman 1998, Carter, Slagle 1972, Tinsley i in. 1980). Skala zagrożenia przepływu gazu jest duża, a zakres występowania szeroki, począwszy od występowania delikatnych poduszek gazowych i wskazań drobnych skoków ciśnień na głowicy, a skończywszy na erupcjach. Obecny stan wiedzy pozwolił wytypować czynniki przyczynowe wpływające w głównej mierze na powstawanie procesu migracji gazu (Kremieniewski, Stryczek 2011): geologiczne płytkie zaleganie warstw ( m) horyzontów gazowych i poziomów ilasto-piaskowych, nasyconych gazem o bardzo dobrych właściwościach kolektorskich, jest to powodem słabej jakości uszczelnienia rur; techniczno-technologiczne jakość rur okładzinowych, stan ich powierzchni, szczelność połączeń gwintowych, uzbrojenie kolumny rur, sprawność sprzętu cementacyjnego i aparatury kontrolno-pomiarowej, konstrukcja otworu, długość i średnica kolumny rur okładzinowych, powierzchnia przekroju przestrzeni pierścieniowej, stan techniczny i przygotowanie otworu do zarurowania i cementowania, centryczność kolumny rur w otworze, rodzaj i parametry płuczek wiertniczych, charakterystyka osadu filtracyjnego, skład, objętość i parametry zaczynu cementowego, charakter przepływu zaczynu podczas tłoczenia, poruszanie i obracanie kolumną rur podczas cementowania, ciśnienie wywierane w otworze i przestrzeni międzyrurowej po zakończeniu cementowania; mechaniczne udary oraz wibracje świdra i przewodu wiertniczego podczas zwiercenia korka cementowego, buta i dalsze wiercenia, perforacja rur, zmiana ciśnienia w otworze podczas wykonywania zabiegów stymulacyjnych; organizacyjne projekty rurowań i cementowania, zakres wykorzystania informacji geofizycznych, geologicznych i wiertniczych przy ich opracowaniu, zgodności wykonawstwa zabiegu cementowania z projektem i ewentualne komplikacje, czynności po cementowaniu, wyposażenie zaplecza laboratoryjnego, przygotowanie teoretyczne i zawodowe ekipy cementacyjnej (Herman 2005, Kremieniewski 2014, Szostak, Chrząszcz 1999). Powyższe zestawienie pokazuje mnogość czynników wpływających na powstawanie zjawiska migracji gazu. W celu przedstawienia jak trudno uzyskać poprawną jakość zespolenia odcinka zaczynem cementowym oraz wystarczające związanie cementu z rurami i ścianą otworu, zespół badawczy w warunkach laboratoryjnych wykonał zabieg cementowania. W celu sprawdzenia jakości zacementowania i analizy różnego rodzaju wad powstałych w płaszczu cementacyjnym przeprowadzono badania z wykorzystaniem mikrotomografu komputerowego. 3. Stanowisko do testów cementowania Stanowisko badawcze zostało zaprojektowane, skonstruowane i opracowane w celu przebadania zjawisk wypierania się cieczy wiertniczych, jak i jakości samego procesu cementowania przestrzeni pierścieniowej imitującej odcinek rur okładzinowych w odwiercie wiertniczym (rys. 1). Dzięki modułowej budowie pozwala na rozszerzenie badań o wpływ różnych stopni ekscentryczności przestrzeni pierścieniowej na jakość uzyskanego płaszcza cementacyjnego. Podstawowe elementy budowy stanowiska to: mieszalnik szybkoobrotowy WMS-200, zaopatrzony w pompę wirową (o wydajności 0,65 MPa), elektromagnetyczny czujnik natężenia przepływu, oraz stelaż umożliwiający zamontowanie centrycznie/ekscentrycznie rur imitujących przestrzeń pierścieniową odwiertu. 4. Przygotowanie próbek Zarówno płuczka wiertnicza, ciecz buforowa i zaczyn cementowy są płynami nienewtonowskimi. Ciecze te cechuje właściwość tiksotropii. Oznacza to, że tworzą one strukturę żelu w wyniku działania niskich prędkości sił ścinających. Takie rozwiązanie w praktyce ma na celu zapobieganie opadaniu zwiercin i skał oraz ich gromadzeniu na dnie studni w okresach braku obiegu płuczki wiertniczej (Karpiński, Szkodo 2015). Podczas etapu cementowania płuczka wiertnicza musi zostać całkowicie wyparta przez zaczyn cementowy, celem uzyskania pełnego przepływu w przestrzeni pierścieniowej. Obecność niewypartej zżelowanej płuczki na etapie cementowania zagraża integralności otworu wiertniczego. Uzyskanie odpowiedniego stopnia wyparcia płuczki w dużym stopniu zależy od rodzaju przepływu cieczy wiertniczej (rys. 2). W przepływie laminarnym dominują lepkie siły tarcia pomiędzy kolejnymi warstwami płynu, przy czym maksymalna prędkość przepływu jest w samym środku przekroju otworu wiertniczego i zmniejsza się stopniowo do zera w kierunku ściany odwiertu. Powoduje to że struktura zżelowaciała płuczki wiertniczej przy ścianach nie może zostać złamana co powoduje niepełne wyparcie płuczki wiertniczej i słabą jakością zacementowania. W przypadku przepływu turbulentnego, cząsteczki płynu poruszają się w sposób nieprzewidywalny, krążąc, co powoduje, że prędkość w centralnej części przekroju otworu wiertniczego jest prawie taka sama jak przy Rys. 1. Schemat oraz zdjęcie stanowiska cementacyjnego Fig. 1. Scheme and photo of cementing test station

55 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 53 przez 25 sekund tłoczono przygotowany uprzednio w mieszalniku zaczyn cementowy, utrzymując przepływ burzliwy (turbulentny). Skład przygotowanego zaczynu zawarty został w tabeli 2. Jako ciecz buforową zastosowano 30-procentowy roztwór owego zaczynu cementowego. Tabela 2. Skład cementu, CEM I 32,5 R (Ożarów) Table 2. Cement composition, CEMI 32,5 R (Ożarów) składnik SiO 2 Al 2 O 3 Fe 2 O 3 CaO MgO SO 3 Na 2 O K 2 O Cl- % wag. 20 5,1 2,8 62,5 1,3 2,8 0,13 0,85 0,08 Po osiągnięciu pełnego zapełnienia przestrzeni pierścieniowej cement pozostawiono do stygnięcia przez 24 h. Następnie zacementowane rury ściągnięto ze stanowiska i odłożono na 27 dni w celu całkowitego związania cementu. Po wyznaczonym okresie próbkę pocięto na 40-centymetrowe odcinki które mieszczą się w obszarze roboczym oraz przebadano na tomografie komputerowym (rys. 3A i B). Rys. 2. Dwa rodzaje przepływu: laminarny (a), cząsteczki płynu poruszają się z zakrzywionym profilem prędkości równolegle do osi rury; turbulentny (b), płaski profil prędkości cząsteczek, cząsteczki wirują wokół (Docherty i in. 2016) Fig. 2. The two flow regimes: in laminar flow (a), all fluid particles move parallel to the pipe axis with a curved velocity profile; in turbulent flow (b), the velocity profile is flat because the fluid particles are swirling around (Docherty et al. 2016) ścianie odwiertu. W większości przypadków, na wiertniach stosowany jest turbulentny przepływ płynów zapewniający lepsze wynoszenie pozostałości płuczki i błota wiertniczego. W celu najlepszego wyparcia płuczki wiertniczej z przestrzeni pierścieniowej, próbki będą przygotowane, uzyskując przepływ turbulentny cieczy wiertniczych. Pierwszym etapem przygotowania próbek było zamontowanie na stelażu centrycznie dwóch rur imitujących orurowanie i ściany otworu wiertniczego (rys. 1). Średnica wewnętrzna zewnętrznej rury to 104 mm, średnica zewnętrzna wewnętrznej rury wynosi 75 mm (materiał aluminium PA38). Uzyskano w ten sposób przestrzeń pierścieniową roboczą o objętości około 6000 cm 3. Następnie tak przygotowaną przestrzeń pierścieniową wypełniono bentonitową płuczką wiertniczą. Wykorzystana do testów wiskoelastyczna bentonitowa wodna płuczka wiertnicza skomponowana została zgodnie z recepturą zaproponowaną przez (Mueller i in. 2004). Dokładny skład przedstawiony został w tabeli 1. Tabela 1. Skład wodnej płuczki wiertniczej (Mueller i in. 2004) Table 1. Drilling fluid composition (Mueller et al. 2004) Woda Guma Xantanowa Bentonit Karboksymetyloceluloza Baryt 4 l 20 g 56 g 40 g 1,8 g W wypełnioną przez płuczkę wiertniczą przestrzeń pierścieniową przepompowano kolejno 18 litrów (3 objętości przestrzeni pierścieniowej) cieczy buforowej, a następnie Rys. 3. A - Zacementowana próbka po upływsie 27 dni. B - próbki przygotowane do analizy mikrotomografem komputerowym Fig. 3. A - Cemented specimen after 27 days of bonding. B - Specimens prepared for microtomography analysis 5. Badania na tomografie komputerowym Zadaniem rentgenowskiej tomografii komputerowej jest odtworzenie przekroju obiektu na podstawie tłumienia promieniowania X. Wiązka promieni rentgenowskich przechodząc przez warstwę materii ulega osłabieniu w wyniku rozpraszania i absorpcji. Zmniejszenie natężenia promieniowania (- I) w wyniku przejścia wiązki przez elementarną grubość absorbenta jest według prawa Beera-Lamberta proporcjonalne do natężenia I oraz do grubości warstwy dx: di = μ I dx (1) Dla absorbenta o grubości x, po rozwiązaniu równania różniczkowego otrzymuje się wykładniczą postać prawa pochłaniania: I = I 0 e μx (2) gdzie: I natężenie wiązki po przejściu przez ośrodek;

56 54 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 I 0 natężenie wiązki padającej; x grubość absorbenta; μ całkowity współczynnik absorpcji (pochłaniania) zwany również współczynnikiem tłumienia liniowego, który jest sumą trzech współczynników absorbcji (comptonowskiej, fotoelektrycznej, tworzenia par), w zależności od energii promieniowania względny udział poszczególnych składowych może się znacznie zmieniać. Współczynnik tłumienia liniowego µ zależy od gęstości elektronowej (gęstości średniej) ρ i liczby atomowej Z pierwiastka, a wartość jego określa wzór (Wellington, Vinegar 1987): (3) gdzie: a współczynnik niemal niezależny od energii promieniowania rentgenowskiego, nazywany współczynnikiem Klein Nishina; b stała; E energia fotonu. Rentgenowska mikrotomografia komputerowa opiera się na zapisywaniu projekcji promieniowania X przechodzącego przez badany obiekt dla kolejnych pozycji kątowych położenia próbki w zakresie Objętość obiektu podzielona jest na małe komórki, zwane voxelami, w których liniowy współczynnik pochłaniania promieniowania jest taki sam. Zrekonstruowany obraz przekrojowy jest ilościową mapą liniowego współczynnika pochłaniania promieniowania w voxelach wchodzących w skład skanowanej warstwy. Rozkład współczynników pochłaniania promieniowania jest obliczany przez komputer, dlatego metoda nosi nazwę tomografii komputerowej (Ratajczyk 2012). W celu przeprowadzenia analizy pod kątem detekcji i charakterystyki wad, szczelin i nieciągłości powstałych w płaszczu cementacyjnym próbki przebadano metodą mikrotomografii komputerowej przy użyciu mikrotomografu komputerowego phoenix v tome x s240, znajdującego się na wyposażeniu Katedry Inżynierii Materiałowej i Spajania Wydziału Mechanicznego Politechniki Gdańskiej (rys. 4). Zastosowany dwulampowy mikrotomograf rentgenowski v tome x s240 to wysokiej rozdzielczości system tomografii komputerowej CT (ang. Computed Tomography), przeznaczony do zastosowań radiologicznych. Metoda pozwala na pełne, wysokorozdzielcze trójwymiarowe skanowanie próbek, oraz analizę zrekonstruowanego obrazu pod kątem defektów struktury i metrologii trójwymiarowej. GE Phoenix v tome x s240 składa się z dwóch lamp rentgenowskich, wysokiej czułości detektora panelowego o wielkości pixela 200 µm, stacji komputerowej do zapisu i obróbki danych, oraz oprogramowania umożliwiającego kontrolę wszystkich parametrów i procesów. Dane gromadzone i przetwarzane są za pomocą oprogramowania phoenix datos x 2, natomiast rekonstrukcja przebiega z użyciem phoenix datos x 2 rec. Oprogramowanie datos x 2.0 zawiera szeroką gamę modułów do optymalizacji wyników mikrotomografu, zwiększając ich precyzję i jakość. Ponadto, moduł bhc (ang. Beam hardening correct), kontroluje wzmacnianie wiązki automatycznie. Pozwala to na znaczne zniwelowanie niepożądanych artefaktów, a co za tym idzie zwiększenie precyzji analizy porów i ekstrakcji powierzchni. Tabela 3. Parametry pracy tomografu komputerowego Table 3. Microtomograph operation parameters Parametr Wartość Napięcie przyspieszające 210 kv Natężenie prądu 420 µa Rozmiar voxela 120,001 µm Powiększenie 1,667 Liczba zdjęć 1400 Czas ekspozycji 333,1 ms Filtr 0,5 mm Cu W celu post-processingu i analizy zrekonstruowanych wyników skanu, laboratorium aktualnie wykorzystuje Volume Graphics VG Studio Max Wyniki Wcześniej przygotowane próbki umieszczono w mikrotomografie (rys. 5). Do analizy wszystkich badanych odcinków użyto jednakowych parametrów pracy użytej aparatury. Rys. 4. Dzięki wysokoenergetycznej rentgenowskiej lampie microfocus, system GE phoenix v tome x s240 CT szczególnie nadaje się do penetracji materiałów wysokiego tłumienia Fig. 4. The high Energy microfocus x-ray lamp makes the GE phoenix v tome x s240 CT especially useful for high attenuation material tomography

57 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 55 Rys. 5. Próbka umieszczona wewnątrz mikrotomografu GE phoenix v tome x s240 Fig. 5. Cement specimen placed inside the GE phoenix v tome x s240 microtomograph Mikrotomograf komputerowy Phoenix v tome x s240 CT został ustawiony zgodnie z parametrami przedstawionymi w tabeli 3. Parametry zostały dobrane tak, by uzyskać jak największą dynamikę zdjęć, z których rekonstruowany jest trójwymiarowy obraz, bazując głównie na doświadczeniu operatora oraz ogólnych wytycznych. Wyniki zostały poddane obróbce graficznej w celu wykrycia wad w kamieniu cementacyjnym. Przeprowadzona analiza defektoskopii przeprowadzona na mikrotomografie wykryła szereg zmian w kamieniu cementacyjnym. Rzuty wyników na osiach X i Y zostały przedstawione na rys. 6. Całkowita objętość skanowanej próbki wynosiła 181 tys. mm 3. Widoczne są znaczące niezwiązania przy dwóch powierzchniach rur. Zarówno przy rurze okładzinowej, jak i tej imitującej otwór. Wady te posiadają objętość całkowitą powyżej 5000 mm 3 i zostały zaznaczone kolorem czerwonym (rys. 6). Pozostałe wady poniżej objętości 1000 mm 3 oznaczono kolorem niebieskim. Całościowa objętość ubytków wynosi 13,7 tys. mm 3, co w stosunku do całkowitej objętości daje nam ponad 7,59% ubytku (tab. 4). Wady powstały w trakcie tworzenia i zastygania kamienia cementowego, bądź jeszcze w zaczynie cementowym. Rys. 6. Wyniki badania mikrotomografem komputerowym - rzuty na oś X, Y Fig. 6. Microtomography pore analysis results -X and Y axis cross-section

58 56 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Tabela 4. Wyniki analizy zacementowanej próbki Table 4. Results of pore analysis of specimen Objętość całkowita skanowanego materiału [mm 3 ] Objętość wad w kamieniu cementacyjnym [mm 3 ] Procentowa ilość wad w stosunku do objętości całkowitej [%] 7. Analiza wyników , ,80 7,59% Na rys. 7 przedstawiono przestrzenny rozkład ubytków oraz przekrój prostopadły do osi rur. Można zauważyć koncentrację wad przy ścianach zewnętrznych i wewnętrznych. Mniejsze objętości wad nie stanowią zagrożenia dla integralności płaszcza cementacyjnego. Nie oznacza to jednak, że nie wpływają one na właściwości wytrzymałościowe kamienia cementowego. Z aspektu bezpieczeństwa i ochrony środowiska bardziej istotne są natomiast wady o dużej objętości, gdyż ich ułożenie wzdłuż rury okładzinowej może przyczynić się do powstawania niechcianego zjawiska migracji gazu. W wypadku powstania przestrzeni komunikującej złoże z rurą okładzinową może dojść do przyspieszonej korozji odcinka orurowania. Niezwiązanie powstało na całym obwodzie dwóch rur, wraz z nieznaczącymi wadami wewnątrz kamienia cementowego. Można zatem wnioskować, iż w tym wypadku największym zagrożeniem jest zjawisko przepływu kanałowego, a w przypadku dużego ciśnienia złożowego - erupcji. 8. Podsumowanie Przedstawiony artykuł zawiera informacje obejmujące wykorzystanie mikrotomografii komputerowej do analizy wad powstałych w kamieniach cementacyjnych naśladujących te spotykane przy zabiegach wydobywczych. W tym celu wykonano proces cementowania rur na stanowisku badawczym Wydziału Mechanicznego. Przeprowadzono prześwietlenie wyciętego kawałka zacementowanej rury na mikrotomografie phoenix v tome x s240 CT, a następnie przeprowadzono analizę defektoskopii. Wyniki graficzne zostały przedstawione na rys. 6 oraz 7, a wyniki analizy objętościowej defektoskopii w tabeli 4. Dla przeprowadzonego badania wykryto szereg wad powstałych w kamieniu cementacyjnym. Największe skupisko ubytków powstało na zewnętrznej powierzchni rury oraz zewnętrznej powierzchni otworu. Takie płaszczowe ubytki prowadzą do słabego, a w tym przypadku do braku związania cementu zarówno z rurą okładzinową, jak i ze ścianą otworu. Skutkiem tego jest możliwość powstania tzw. migracji gazu złożowego. Powstałe zjawisko migracji gazu w przypadku całkowitego niezwiązania kamienia cementacyjnego na całej kolumnie rur może doprowadzić do awarii, a nawet erupcji. W dalszych pracach planuje się przeprowadzenie symulacji numerycznych, których celem będzie umożliwienie przeprowadzenia zespolenia rur okładzinowych dla przypadku zróżnicowanych średnic, różnych warunków pracy oraz przy użyciu odmiennych płynów wiertniczych. Badania oraz budowa stanowiska do wypierania się cieczy wiertniczych zostały przeprowadzone i sfinansowane w ramach jednego z zadań grantu naukowego o akronimie PPPI współfinansowanego przez Narodowe Centrum Badań i Rozwoju. Literatura ABIMBOLA M., KHAN F., KHAKZAD N Risk-based safety analysis of well integrity operations. Safety science, 84: pp BONETT A., PAFITIS D Getting to the root of gas migration. Oilfield Review 8 (1): CAO P., KARPYN Z.T., LI L Dynamic alterations in wellbore cement integrity due to geochemical reactions in CO2-rich environments. Water Resources Research. 49 (7): CAREY, J.W Geochemistry of wellbore integrity in CO2 sequestration: Portland cement-steel-brine-co2 interactions. Reviews in Mineralogy and Geochemistry 77 (1): CARTER G., SLAGLE K A study of completion practices to minimize gas communication. Journal of Petroleum Technology 24 (09): 1,170-1,174. CELIA M.A, BACHU S., NORDBOTTEN J.M., GASDA S.E., DAHLE H.K Quantitative estimation of CO2 leakage from geological storage: Analytical models, numerical models and data needs. Proceedings of 7th International Conference on Greenhouse Gas Control Technologies. (GHGT-7). CROOK R., HEALTHMAN J Predicting potential gas-flow rates to help determine the best cementing practices. Halliburton Energy Services Inc: Drilling Contractor. Rys. 7. Widok izometryczny oraz na oś. Z po analizie wyników Fig. 7. Z axis cross-section and isometric view after pore analysis

59 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 57 DOCHERTY K., KEFI S., KHALFALLAH I., TAOUTAOU S., OFFENBACHER M., RAVITZ R Mud removal - clearing the way for effective cementing. Schlumberger: Oilfield Review 28. HERMAN Z Problemy migracji i ekshalacji gazu w odwiertach. Technicke univerzity, Ostrava. JUNG H.B., JANSIK D., UM W Imaging wellbore cement degradation by carbon dioxide under geologic sequestration conditions using X-ray computed microtomography. Environmental science & technology 47 (1): KARPIŃSKI B., SZKODO M Clay Minerals Mineralogy and Phenomenon of Clay Swelling in Oil & Gas Industry. Advances in Materials Science 15 (1): KREMIENIEWSKI M Proces migracji gazu w trakcie wiązania zaczynu cementowego. Nafta-Gaz 67 (3): KREMIENIEWSKI M Modyfikacje receptur zaczynów uszczelniających w celu zminimalizowania przepuszczalności powstałych kamieni cementowych. Nafta-Gaz 70 (3): KREMIENIEWSKI M., STRYCZEK S Zaczyny cementowe odporne na zjawisko migracji gazu. Wiertnictwo, Nafta, Gaz 28: KUTCHKO B.G., STRAZISAR B.R., DZOMBAK D.A., LOWRY G.V., THAULOW N Degradation of well cement by CO2 under geologic sequestration conditions. Environmental science & technology 41 (13): KUTCHKO B.G., STRAZISAR B.R., LOWRY G.V., DZOMBAK D.A., THAULOW N Rate of CO2 attack on hydrated Class H well cement under geologic sequestration conditions. Environmental science & technology 42 (16): MASON H.E., WALSH S.D., DUFRANE W.L., CARROLL S.A Determination of diffusion profiles in altered wellbore cement using X-ray computed tomography methods. Environmental science & technology 48 (12): MUELLER H., HEROLD C.P., BONGARDT F., HERZOG N., VON TAPAVICZA S Lubricants for drilling fluids. Google Patents. RACZKOWSKI J Ekspertyza dotycząca stanu technicznego odwiertów na PMG Husów-105K, Husów-132K i Wierzchowice WM-A. Dokumentacja IGNiG, Kraków. RATAJCZYK E Rentgenowska Tomografia komputerowa (CT) do zadań przemysłowych. Wyższa Szkoła Ekologii i Zarządzania w Warszawie: Pomiary Automatyka Robotyka RIMMELÉ G., BARLET-GOUÉDARD V., PORCHERIE O., GOFFÉ B., BRUNET F Heterogeneous porosity distribution in Portland cement exposed to CO 2-rich fluids. Cement and Concrete Research 38 (8): SZEWCZUK P., BOLEWSKI Ł. 2016a - Projekt narzędzia typu guide-shoe w ramach Projektu NCBiR-testy otworowe. Przegląd Górniczy 72 (11): SZEWCZUK P., BOLEWSKI Ł. 2016b - Wpływ zaburzeń geometrii na proces wypierania w przestrzeni pierścieniowej otworów wiertniczych. Energetyka (8): SZOSTAK L., CHRZĄSZCZ W Technologia cementowania. Nafta & Gaz Biznes (5d). TINSLEY J.M., MILLER E.C., SABINS F.L., SUTTON D.L Study of factors causing annular gas flow following primary cementing. Journal of Petroleum Technology 32 (08): 1,427-1,437. VAN GEET M., LAGROU D., SWENNEN R Porosity measurements of sedimentary rocks by means of microfocus X-ray computed tomography (μct). Geological Society, London, Special Publications 215 (1): VAN GEET M.V., SWENNEN R., WEVERS M Quantitative analysis of reservoir rocks by microfocus X-ray computerized tomography. Sedimentary Geology 132: WELLINGTON S.L., VINEGAR H.J X-ray computerized tomography. Journal of Petroleum Technology 39 (08): YALCINKAYA T., RADONJIC M., WILLSON C.S., BACHU S Experimental study on a single cement-fracture using CO 2 rich brine. Energy Procedia 4: ZALEWSKA J., DOHNALIK M Wizualizacja przestrzeni porowej skał z wykorzystaniem mikrotomografii rentgenowskiej. Geologia. Akademia Górniczo-Hutnicza im. Stanisława Staszica w Krakowie 35: Artykuł wpłynął do redakcji sierpień 2016 Artykuł akceptowano do druku r.

60 58 PRZEGLĄD GÓRNICZY 2017 Z historii kopalń węgla w Sławkowie mgr inż. Bolesław Ciepiela* ) Treść: W artykule omówiono w zarysie historię górniczej miejscowości Sławków. Przede wszystkim omówiono początki i rozwój wydobywania węgla w płytkich małych kopalniach. Ale to górnictwo kopalnie węgla wniosły cenny wkład w historię górnictwa węglowego Zagłębia Dąbrowskiego. I choć informacje źródłowe o sławkowskich kopalniach węgla są szczątkowe, to jednak w pobliżu miejscowość Sławków przez około 110 lat wydobywania węgla tworzy niebagatelną historię. 1. Wstęp Sławków to ponad 700-letnie miasto. Leży w granicach tzw. Zagłębia Dąbrowskiego na prawym brzegu rzeki Biała Przemsza we wschodniej części województwa śląskiego. W jego obrębie znajdują się niegdyś samodzielne miejscowości (a obecnie dające się wyodrębnić rejony o zabudowie rozproszonej): Burki, Niwa, Dębowa Góra, Groniec. Sławków graniczy z Dabrową Górniczą, Jaworznem, Sosnowcem, Bukownem i Bolesławiem. Należy do powiatu będzińskiego. Sławków jest też jedną z najstarszych miejscowości Małopolski. Miasteczko znane było szczególnie z wydobywania kruszców cynku i ołowiu, które to na miejscu były przetapiane. Prawa miejskie otrzymał Sławków w 1279 r. (Kiryk 2001, Sławków ). W Sławkowie były też kopalnie węgla kamiennego. W tamtych przeszłych już latach węgiel potrzebny był do przetapiania wydobywanych tam wspomnianych rud cynku i ołowiu. 2. Początki W zasadzie o węglu w Sławkowie mówi się niewiele. Bo i nie ma wielu źródeł historycznych. Ustalono, że w pobliżu Sławkowa, a w zasadzie w jego sąsiedztwie, w odległości 4-6 km w kierunku Sosnowca i Dąbrowy Górniczej, w strefie wychodni karbonu weglonośnego (warstwy malinowickie i florowskie) zalegają płytko pod powierzchnią cienkie pokłady węgla kamiennego. W Słowniku historycznym polskich kopalń węgla wymieniono cztery kopalnie zlokalizowane na SW od Sławkowa (Jaros 1984). O udokumentowanej wzmiance wydobywania węgla kamiennego w okolicach Sławkowa wypowiada się Hipolit Kownacki (1791). W jego dziele podano wzmiankę udokumentowaną o wydobywaniu węgla kamiennego, który był używany do wytopu ołowiu i żelaza (Kiryk 2001). Węgiel wydobywano między wsiami: Strzemieszyce, Niemce i Porąbka (Łabęcki 1941). A tak komentuje fakt wydobywania węgla F. Kiryk: Prusacy już w latach przeprowadzili pierwsze planowe poszukiwania górnicze. Szukano rudy cynku i żelaza oraz węgla (wtedy rząd pruski uruchomił dwie pierwsze * ) Będzin, Gródek rządowe kopalnie węgla w Zagłębiu Dąbrowskim: Reden w Dąbrowie Górniczej i Hoym w Psarach) (Kamiński 1907). W Sławkowie węgiel potrzebny był do wytapiania rud ołowiu (Kownacki 1791)]. W roku 1814 powstały w Sławkowie dwie pierwsze kopalnie węgla kamiennego, były to Feliks i Sławków (tab. 1). Opisy sławkowskich kopalń węgla można znaleźć w dwóch historycznych źródłach (Jaros 1984, Kiryk 2001). J. Jaros w swoim Słowniku historycznym kopalń odnotował cztery kopalnie węgla (tab. 2), natomiast F. Kiryk w monografii Sławkowa podał ich więcej (tab. 3). W dwóch przypadkach nazwy kopalń są zgodne według wymienionych źródeł. Są to kopalnie: Feliks i Sławków. Pierwszą założył właściciel Okradzionowa Feliks Łubieński. Była ona usytuowana w pobliżu wsi Niemce. W roku 1817 kopalnię przejął skarb Królestwa Polskiego. Druga kopalnia była własnością mieszczan sławkowskich. Do lat dwudziestych XIX w. nosiła nazwę Sławków, a następnie Garncarka od lokalnej nazwy (Kiryk 2001). 3. Kopalń węgla było kilka W połowie lat siedemdziesiątych XIX w. poszukiwaczami węgla byli Jan Michał Zeintler i Bogusław Przybylski. Pierwszy, na pustkowiu Garncarka w sąsiedztwie kopalni Sławków w latach otworzył kopalnię węgla kamiennego Michałów. Były tam cztery szyby i odkrywka. Już po pierwszej dłuższej przerwie w robotach budowlanych i eksploatacyjnych w roku 1870 do wyrobisk dostała się woda, niszcząc kopalnię. W 1871 r. rozpoczął wydobywanie węgla kamiennego Bogusław Przybylski na swoich prywatnych gruntach, położonych w pobliżu Garncarki, Burek i Cieśli (rys.2). Było tam zatrudnionych 40 górników. Prace prowadzono przeważnie metodą odkrywkową. Z czasem zaczęto też zgłębiać szyby. W listopadzie 1872 roku po odprowadzeniu nadmiaru wody ponownie rozpoczęto wydobywanie węgla w starej kopalni Garncarka ( Michałów ). W roku 1873 w lasach na południe od Sławkowa pojawili się przedstawiciele księcia Hohenlohe, którzy rozpoczęli roboty mające na celu odkrycie nowych pokładów węgla. W tymże roku ustalono, że na spornym terenie prawo do pierwszeństwa eksploatacji mają: Jan Olkuski, Wawrzyniec

61 Nr 5 PRZEGLĄD GÓRNICZY 59 Rys 1. Położenie miejscowości wokół Sławkowa (Folder, 1986) Frydrych, Józef Grabowski, Kazimierz Grabowski, Michał Ślęzak, Franciszek Malik i Jan Kaczmarczyk. Całą tę grupę w jednym dokumencie z 1873 r. nazwano najstarszymi górnikami sławkowskimi (tab. 4). W roku 1875 spółka Bogusława Przybylskiego i Juliusza Aleksandra uruchomiła dwie kopalnie: Garncarka w pobliżu osiedla mieszkaniowego oraz Józefów w pobliżu miejscowości Burek. Kopalnia Józefów w roku 1881 zatrudniała 25 ludzi i wydobyto z niej pudów węgla (1 pud 100 kg). W jednej z tych kopalń pracowała maszyna parowa do wypompowywania wody. Obie te kopalnie z niewielkimi przerwami funkcjonowały do 1891 r. Następnie zostały sprzedane Towarzystwu Kopalń i Zakładów Hutniczych. W latach i 1878 na prywatnych gruntach w okolicy osiedli Burki, Cieśle wydobywali również węgiel przedstawiciele księcia Hohenlohe. Mieli nadania górnicze: Fiodor, Kazimierz, Maurycy, Zuzanna, Józef, Herman i Teodor. Na przełomie XIX i XX wieku kopalnie Garncarka i Józef, będące własnością Towarzystwa Kopalń i Zakładów Hutniczych wydzierżawione były prywatnym przedsiębiorstwom górniczym. W roku 1915 zarządcą i dzierżawcą obu kopalń był Kazimierz Kostecki. Wtedy wydano mu zezwolenie na budowę linii kolejowej dla usprawnienia odwozu węgla. Kolejka funkcjonowała razem z kopalniami do 1924 r. Do końca 1923 r. działała kopalnia Józef. Zatrudniała około 100 ludzi. Później, w okresie wielkiego kryzysu gospodarczego na terenie nieczynnej kopalni Józef powstawały biedaszyby. Wydobywanie węgla do lat 20. XX w. z niewielkimi przerwami miało miejsce w kopalni usytuowanej w przysiółku Michałów. Od nazwy przysiółka kopalnię nazwano Michałów. Wydobywano w niej płytko zalegający pokład węgla metodą odkrywkową na wychodni. Należy wspomnieć, że podstawową siłą roboczą sławkowskich kopalń węgla i galmanu stanowili mieszkańcy miasta oraz okolicznych wiosek. Tabela 1 Pierwsze kopalnie z 1814 r. (Jaros 1984, Kiryk 2001) Lp. Nazwa kopalni Rok założenia Założyciel kopalni 1. Feliks 1814 Feliks Łubieński (w 1817 przejęta przez skarb państwa) 2. Sławków (do lat 20. XIX w., później nazwa Garncarka ) 1814 Mieszczanie sławkowscy Rys. 2. Kopalnia w Burkach (ze zbiorów Towarzystwa Miłośników Sławkowa)