Неделя Горняка - 2025
Международный научный симпозиум
Размерность иерархических блоков оруденения по простиранию в целом подчиняется степенной функции с включениями подсистем крупных, средних, мелких рудных столбов; иерархии от крупных, средних, мелких линз до гнезд оруденения, в том числе безрудные и не кондиционные интервалы, пережимы. Фрактальная размерность блоков и оруденения иерахически подобны. Системы блоков по простиранию от участка рудного тела (морфологический рудный столб – крупный – до 111 (слева) и 94 м (справа), рис. 2) – состоят из перечисленных рудных и безрудных подсистем и по размерности выражаются степенным коэффициентом, рис. 2, по Садовскому: i – целые числа [11].
Линейные размеры определены как L = √Lh · Ll, линейные размеры в метрах по простиранию Ll и падению Lh блоков по подсистемам [12]. Таким же образом исчислены и безрудные перерывы по блокам. Отношения между подсистемами по степени Li / Li + 1 безрудных блоков, табл. 1, рис. 3. Распространение и размерность безрудных перерывов подчеркивается соотношением фрактальных размеров рудных образований и измеренных безрудных перерывов в контуре оруденения (морфологический рудный столб, рис. 2) [5], соответственно, фрактальная размерность составляет: Dруд = 1,11; Dбезруд = 1,04. Расхождение может объясняться некоторым искажением при прорисовке рудных концентраций содержаний золота.
Действующая система очистных работ с открытым очистным пространством и магазинированием руды, приняты параметры: высота блока принята равной высоте этажа и равна в среднем 40 м (до 60 м). По простиранию рудное тело разделяется на выемочные блоки вентиляционно-ходовыми восстающими через 40 м.
Управление горным давлением осуществляется с помощью целиков, параметры которых приняты по данным расчета. В процессе производства работ применяются целики [13; 14]: межкамерные по высоте 4–6 м, по ширине 5–6 м. Потолочины 6 м на всю длину эксплуатационного блока. После отработки смежных блоков межкамерные целики отрабатываются полностью, потолочины сокращаются до 3,1 м. Параметры целиков рассчитаны исходя из традиционного допущения по критерию – нагрузка не превышает несущую способность целиков при сжатии:
. (1)
Действующие напряжения в целиках определяются из выражения
. (2)
Несущая способность целиков зависит от прочности пород на сжатие, их трещиноватости, формы целика:
, (3)
где σсж – прочность пород на сжатие, МПа; Kтр – коэффициент трещиноватости;
– коэффициент формы; (4)
aц – ширина целика, м; m – мощность жилы, м. Исходя из условия прочности ширину междукамерных целиков определяют по формуле:
(5)
где
, (6)
где σсж – прочность пород на сжатие, МПа; K1H– коэффициент нагрузки на междукамерный целик; Kтр – коэффициент трещиноватости; Kнс – коэффициент изменения несущей способности целика за счет проходки восстающего и смотровых окон.
Коэффициент нагрузки учитывает распределение давления от вмещающих пород на междукамерные целики и зависит от формы и размеров камер. Его значение
, (7)
где hэт – высота этажа, м. Коэффициент Kнс учитывает уменьшение несущей способности целика за счет проходки восстающего и смотровых окон. Коэффициент трещиноватости Kтр зависит от направления трещин в целике.
Действующие напряжения в потолочинах определяют из выражения
(8)
ее толщину исходя из условий прочности
(9)
по формуле
, (10)
где – K2H коэффициент нагрузки на потолочину; Ka1– коэффициент влияния угла падения залежи на загруженность потолочины; hэт – высота этажа, м. Коэффициент учитывает распределение давления от вмещающих пород на потолочину, его находят из:
. (11)
Полученные данные в соответствии с геотехническими условиями месторождения приведены выше. Устойчивые параметры обнажений определены по формуле:
, (12)
где hcл. – мощность несущего слоя пород, слагающих висячий бок, м; σp – прочность пород кровли на разрыв, т/м2; К3 – коэффициент запаса прочности; γ – объемный вес пород, т/м3; Н – глубина, м; Кн.к. – коэффициент пригрузки на висячий бок; Кc – коэффициент структурного ослабления; КБ – коэффициент бокового давления.
При характеристиках вмещающих гранитов устойчивость пролетов и высота камеры определена в 54,3 м при 60 м высоты. За 12 лет эксплуатации рудника (более 200 эксплуатационных блоков) катастрофических сдвижек не отмечалось.
Внедряемая система очистных работ: слоевая из подэтажных штреков через 13 м, с механизированным бурением и откаткой до и по участковому рудоспуску, доступом на подэтажи из транспортных уклонов через орты, размеры эксплуатационного блока h = 80–120 м х до l = 120–160 м, рис. 3.
Для отдельных крупных линз с бонанцево-рудностолбовым (> 32 г/т) и бонанцевыми (> 64) содержаниями золота предусмотрена селективная отработка с системой слоевой, почво-, потолкоуступной.
При рассматриваемой системе очистных работ предусматривается выделение на основе вышеприведенных критериев безрудных и некондиционных интервалов в целики. Параметры последних составляют от 5–6 до 8–10 м по простиранию и до 13–26 м по высоте, без пересечения подэтажного штрека. Для межэтажного перекрытия предусматривается устройство целиков потолочин, над- или под- этажным штреком в виде цепочек толщиной до 3 м, длиной до 10–20 м. Расстояние между этажными потолочинами пропорционально расположению подэтажных штреков до 26–52 м – для исключения вывалов руды и породы на нижние этажи. Формирование Т-образных целиков на сочленении с потолочиной предусматривается исходя из однородности целика с потолочиной, которые при нагрузках деформируются как в продольном, так и поперечных направлениях. Сдвиг в поперечном направлении сдерживается потолочиной. В результате у контакта с потолочиной образуется клиновидная область всестороннего сжатия, являющаяся наиболее устойчивой частью целика [5; 15–18].
Расчетный объем безрудных перерывов в контуре оруденения и эксплуатационного блока составляет от 14 до 25% по площади на вертикальную проекцию. Локализация ячеистая, близка к равномерной по площади блока. Для действующей системы очистных работ объем оставляемых целиков потолочин до 7,5% от объема блока.
Для укрупненного эксплуатационного блока в качестве основы при вычислении устойчивости междуэтажных целиков и обнажений очистных камер принята зависимость напряжений вокруг выработок [6; 13; 15; 19]:
σi = σY, + σX= σв kyi + σг kxi, (13)
где σ i – полное напряжение в i-й точке контура выработки, МПа; σY, σX – соответственно вертикальные (ось Y) и горизонтальные (ось X) напряжения на контуре выработки; σ в, σг – вертикальное и горизонтальное первоначальные (природные) напряжения горного массива, МПа; kyi, kxi – коэффициенты концентрации соответственно вертикального и горизонтального напряжений от единичных нагрузок в i-й точке контура выработки. На основе этого составлена модель по 54 месторождениям золота в тонких жилах с расчетом коэффициента техногенных напряжений вокруг очистных камер Кх и Ку соответственно горизонтальных и вертикальных (стенки камер), по мощностям жильных тел и углам падения 60, 75, 90° (рис. 5) [10].
Коэффициенты концентраций напряжений в кровле (потолочинах) камер и междукамерном целике по знаку положительные, т.е. полученные по ним напряжения носят сжимающий характер. В стенках же камер они отрицательные. При увеличении мощности растягивающие напряжения в стенках падают, а в кровле напряжения увеличиваются. Метод применим как физико-механическая модель расчета устойчивости целиков и обнажений камер для оценки устойчивости элементов системы разработки [10; 20]. Представленная модель используется для оценки управления геомеханическими процессами в очистном пространстве в целиках и межцеликовых пространствах выработок (системы целик–очистная камера).
Вероятно, безрудные интервалы, предусмотренные для формирования целиков, происходят из первоначальных условий образования, по инвариантным включениям, жестких и мягких блоков с различающейся компетентностью физико-механических свойств по отношению к системе напряжение–деформации (НДС). Образование «теневых структур напряжений» с пониженным развитием трещиноватости создавало отрицательные области для разгрузки рудного вещества из флюидов, т.е. напряжения как бы обтекали эти своеобразные области в блочной системе на синрудном этапе. По этому критерию подобные области могут выражаться и как подсистемы блоков инвариантности НДС, и на последующих этапах тектогенеза (альпийского). И их можно оценить как оптимальные блоки для создания устойчивых целиков.
Для изучения этого процесса планируются исследования устойчивости и трещиноватости по существующим целикам и деформациям за период 1–3–5–10 лет.
Это позволит для системы предложенных целиков в дальнейшем использовать моделирование их геомеханических свойств, в том числе с оценкой концентраций напряжений в укрупненном очистном пространстве по локализации, размерам, единству с потолочинами и форме целиков.
Удельные эксплуатационные затраты за счет снижения затрат на буровзрывные работы, откатку объема целиков (до 14%) на горно-подготовительные и очистные работы составляют – 16,64 долл/т, против существующей 28–34 долл/т руды.
• Метод оставления целиков из безрудных интервалов позволяет отказаться от породной и твердеющей закладки со снижением удельных затрат до 5,18 долл/т руды.
• Метод позволяет управлять горным давлением при разработке жильных тел на вертикальный размах каскадами до 120 м, при ожидаемых глубинах вскрытия оруденения до 1000 м.
• Метод позволяет повысить качество эксплуатационной руды за счет минимизации первичного разубоживания от безрудных интервалов с 14 до 25%.
1. Старостин В.И., Дергачев А.Л., Семинский Ж.В. Структуры рудных полей и месторождений. M.: Изд-во МГУ; 2002. 352 с.
2. Cox S.F. Coupling between deformation, fluid pressure and fluid flow in ore-producing hydrothermal systems at depth in the crust. Economic Geology: Bulletin of the Society of Economic Geologists. 2005;100:39–75. Available at: https://www.eoas.ubc.ca/sites/default/files/user/khickey/Week02/Cox_100_Econ_Geol_2005.pdf
3. Huang Z., Dai X., Dong L. Buckling failures of reserved thin pillars under the combined action of in-plane and lateral hydrostatic compressive forces. Computers and Geotechnics. 2017;87:128–138. https://doi.org/10.1016/j.compgeo.2017.02.013
4. Кузин А.М. Месторождения полезных ископаемых, землетрясения и методология интерпретации сейсмических данных. Труды Ферсмановской научной сессии ГИ КНЦ РАН. 2019;(16):323–327. https://doi.org/10.31241/FNS.2019.16.065
5. Nguyen P.T., Harris L.B., Powell C.McA., Cox S.F. Fault-valve behaviour in optimally oriented shear zones: an example at the Revenge gold mine, Kambalda, Western Australia. Journal of Structural Geology. 1998;20(12):1625–1640. https://doi.org/10.1016/S0191-8141(98)00054-6
6. Sibson R.H. Earthquake rupturing as a mineralizing agent in hydrothermal systems. Geology. 1987;15 (8):701–704. https://doi.org/10.1130/0091-7613(1987)15<701:ERAAMA>2.0.CO;2
7. Sibson R.H., Skott J. Stress/fault controls on the containment and release of overpressured fluids: Examples from gold-quartz vein systems in Juneau, Alaska; Victoria, Australia and Otago, New Zealand. Ore Geology Reviews. 1998;13(1-5):293–306. https://doi.org/10.1016/S0169-1368(97)00023-1
8. Нотт Дж.Ф. Основы механики разрушения. [пер. с англ. Д.В. Лаптева, под ред. В.Г. Кудряшова]. М.: Металлургия; 1978. 256 с.
9. Brady B.T. The nonlinear mechanical behavior of brittle rock Part II — Stress-strain behavior during regions III and IV. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences & Geomechanics Abstracts. 1969;6(3):301–310. https://doi.org/10.1016/0148-9062(69)90007-2
10. Сосновская Е.Л. Оценка техногенных напряжений на контуре очистных камер при разработке крутопадающих золоторудных жил малой мощности. Вестник Иркутского государственного технического университета. 2014;(12):82–88. Режим доступа: http://journals.istu.edu/vestnik_irgtu/journals/2014/12/articles/13
11. Садовский М.А., Балховитинов Л.Г., Писаренко В.Ф. Деформирование геофизической среды и сейсмический процесс. М.: Наука; 1987. 100 с.
12. Садовский М.А. Естественная кусковатость горной породы. Доклады Академии наук СССР. 1979;247(4):829–831. Режим доступа: https://www.mathnet.ru/rus/dan42895
13. Влох Н.П. Управление горным давлением на подземных рудниках. М.: Недра; 1994. 208 с. Режим доступа: https://www.geokniga.org/bookfiles/geokniga-vloh-np-upravlenie-gornym-davleniem-na-podzemnyh-rudnikah-1994.pdf
14. Макаров П.В. Эволюционная природа блочной организации геоматериалов и геосред. Универсальный критерий фрактальной делимости. Геология и геофизика. 2007;48(7):724–746. Режим доступа: https://www.sibran.ru/upload/iblock/42a/42ae76275048d558a33a8596897ef667.pdf
15. Ведмедев А.В. Коэффициент формы в расчетах подземных сооружений. В кн.: Геотехническая механика [межведомств. сб. науч. тр.]. Днепропетровск; 2004. Вып. 51. С. 250–257.
16. Бутаков Л.И., Зайцев Б.М., Казаченко Ю.А., Коваленко В.И., Кокташев А.Ф., Меринов М.А. и др. Технология разработки золоторудных месторождений. М.: Недра; 1995. 336 с. Режим доступа: https://www.geokniga.org/books/9011
17. Балек А.Е., Панжин А.А., Коновалова Ю.П., Мельник Д.Е. Особенности напряженного состояния горного массива Соколовского железорудного месторождения. В кн.: Валиев Н.Г. (ред.) Инновационные геотехнологии при разработке рудных и нерудных месторождений: сб. докладов 7-й Междунар. науч.-техн. конф., Екатеринбург, 10–11 апреля 2018 г. Екатеринбург: Уральский государственный горный университет; 2018. С. 256–264.
18. Харисов Т.Ф., Харисова О.Д. Геомеханическое обоснование параметров устойчивых камер и целиков в сложных горно-геологических условиях. Известия Томского политехнического университета. Инжиниринг георесурсов. 2019;330(7):25–33. https://doi.org/10.18799/24131830/2019/7/2173
19. Ребецкий Ю.Л. Современное состояние теорий прогноза землетрясений. Результаты оценки природных напряжений и новая модель очага землетрясений. В кн.: Яковлев Ф.Л., Арефьева Т.П. (ред.) Проблемы тектонофизики. К сорокалетию создания М.В. Гзовским лаборатории тектонофизики в ИФЗ РАН. М.: Институт физики Земли им. О.Ю. Шмидта РАН; 2008. С. 359–395. Режим доступа: https://www.geokniga.org/books/6034
20. Sepehri M., Apel D., Liu W. Stope stability assessment and effect of horizontal to vertical stress ratio on the yielding and relaxation zones around underground open stopes using empirical and finite element methods. Archives of Mining Sciences. 2017;62(3):653–669. https://doi.org/10.1515/amsc-2017-0047
Международный научный симпозиум
Инвестиции в горное дело Африки