Геомеханіка управління стійкістю просторової системи "масив-зміцнені породи-кріплення підземних виробок"

Автореферат

дисертації на здобуття наукового ступеня

доктора технічних наук

Геомеханіка управління стійкістю просторової системи “масив-зміцнені породи-кріплення підземних виробок”

Ковалевська Ірина Анатоліївна

- розробити нормативно-технічну базу для розрахунку конструктивно-технологічних параметрів процесів зміцнення приконтурних порід анкерами і сумішами, що твердіють, залежно від гірничо-геологічних і гірничотехнічних умов підтримки виробок.

, кПа, (1)

де , і - довільні коефіцієнти; - рівномірна складова реакції підсистеми, кПа; - довжина періоду коливання реакції уздовж виробки, м; і - кутова й осьова координати виробки. Індекси "min", "max" відносяться до перерізів з мінімальною () і максимальною () реакцією підсистеми.

Метод прогнозу гірського тиску цілеспрямовано побудований на принципі відкритості і доступності використання будь-якого сучасного (найбільш достовірного в конкретних умовах) рішення контактної задачі про взаємодію масиву з кріпленням виробки чи експериментальних дослідженнях цього процесу (див. рис. 1) і включає такі етапи. З обраного рішення контактної задачі визначається радіус зони граничної рівноваги порід навколо виробки. Усередині її під дією ваги знеміцнених і розущільненихпорід утворюється зона нестійкої рівноваги , яка істотно залежить від епюри реакції кріплення , що було встановлено рядом авторів на моделях з еквівалентних матеріалів і підтверджено аналітичними викладками. Отже, змінювана у просторі епюра реакції підсистеми генерує просторові періодичні зміни поверхні зони нестійкої рівноваги і, відповідно, навантаження на підсистему

 , м. (2)

Індекси "min", "max" при коефіцієнтах відносяться відповідно до перерізів з мінімальними і максимальними розмірами поверхні зони нестійкої рівноваги. Така постановка розробленого методу прогнозу гірського тиску принципово відрізняє його від існуючих.

Для визначення поверхні зони нестійкої рівноваги використано широко апробований підхід до оцінки стійкості породних оголень шляхом побудови системи поверхонь ковзання. Особливість даної роботи полягає у просторовому розгляді призм ковзання, що мають кінцеву довжину уздовж виробки. Геометрія поверхні зони нестійкої рівноваги визначається (шляхом перебору варіантів від контуру до контуру виробки ) за величиною коефіцієнта стійкості як відношення моментів від дії утримуючих і зсувних зусиль, діючих по елементарній площадці поверхні

, (3)

де і - утримуючі і зсувні дотичні напруження по елементарній ділянці поверхні , МПа; - радіус кривизни елементарної ділянки, м.

Поверхня зони нестійкої рівноваги з коефіцієнтом стійкості, рівним одиниці, визначає обсяг порід навколо виробки, які при можливому обваленні створюють своєю вагою навантаження на підсистему “зміцнені породи-кріплення”. Взаємозв'язок розмірів зони нестійкої рівноваги з просторовою епюрою реакції підсистеми “зміцнені породи-кріплення” установлюється за викладеною схемою шляхом визначення кореляційних залежностей між коефіцієнтами ; ; ; і у формулах (1) і (2).

Розрахунки показали, що навіть без істотної зміни сумарної реакції підсистеми вид її епюри значно впливає на розміри зони нестійкої рівноваги (рис. 2). Найбільш ефективна підвищена реакція в покрівлі, яка різко обмежує розміри зони нестійкої рівноваги в усіх напрямках, а сама форма зони досить стабільна.

Зі збільшенням радіуса зони граничної рівноваги r_П розміри області нестійкої рівноваги збільшуються, а вплив реакції підсистеми слабшає. Також очевидний факт зниження розмірів зони нестійкої рівноваги зі збільшенням залишкової міцності і кута внутрішнього тертя ц породного масиву (рис. 3).

Уздовж виробки розміри зони нестійкої рівноваги мають періодичний характер зміни відповідно до циклічності зміни реакції підсистеми, причому на амплітуду періодичних змін впливає не тільки величина й амплітуда періодичних змін реакції підсистеми , але і їх довжина періоду. У результаті встановлена область співвідношення параметрів, при яких доцільно враховувати коливання зони нестійкої рівноваги уздовж виробки

, (4)

що має важливе практичне значення при обґрунтуванні правомірності спрощення розрахункових схем у відповідних випадках (тут - вимірюється в кПа, r_П - у частках радіуса виробки ).

Наступним етапом розробки нового методу прогнозу гірського тиску з'явилося визначення просторової епюри навантаження на підсистему “зміцнені породи-кріплення” від ваги порід установленої зони нестійкої рівноваги. Задача вирішена чисельно шляхом побудови сім'ї поверхонь ковзання усередині даної зони. Для цього вона розбивається на ряд призм, кількість яких забезпечує обрану точність визначення навантаження (до ± 5 %). Усередині і-тої призми визначається поверхня ковзання з мінімальним коефіцієнтом стійкості і встановлюється, яку величину реакції підсистеми потрібно прикласти на даній ділянці, щоб коефіцієнт стійкості що розглядається на поверхні ковзання зріс до 1. Виконавши таку операцію по всіх ділянках, установлюється просторова епюра навантаження від ваги порід зони нестійкої рівноваги. У результаті чисельного аналізу сім'ї епюр навантаження отримані кореляційні залежності, що безпосередньо встановлюють зв'язок із залишковою міцністю (МПа) і кутом внутрішнього тертя ц (градуси) породи й опосередковано (через розміри зони нестійкої рівноваги) з епюрою реакції підсистеми і радіусом r_П зони граничної рівноваги. При цьому уперше встановлені особливості взаємовпливу максимального і мінімального навантажень на підсистему "зміцнені породи-кріплення" - отримана область співвідношення параметрів, при яких перерізи з мінімальним і максимальним навантаженнями практично не впливають один на одного і їх можна розглядати окремо

. (5)

Далі, залучаючи апарат кореляційно-дисперсійного аналізу, отримано рівняння зв'язку просторової епюри навантаження на підсистему з просторовою епюрою її реакції (не наведено через обмежений обсяг автореферату). Аналіз рівняння дав аналітичне підтвердження періодичної зміни у “протифазі” навантаження на підсистему та її реакції (рис. 4), що негативно впливає на стійкість виробки, тому що в перерізі з мінімальною реакцією підсистеми на неї діє максимальне навантаження.

Внаслідок комплексу виконаних досліджень розроблено принципово новий метод прогнозу проявів гірського тиску, який враховує просторові періодичні зміни параметрів силової взаємодії системи “масив-зміцнені породи-кріплення”, що склало суть першого блоку структурно-логічної схеми.

Наступним етапом є розробка методу розрахунку напружено-деформованого стану підсистеми (див. рис. 1), яка має просторову неоднорідність геометричних, механічних і силових параметрів, з кінцевою метою визначення й оптимізації її деформаційно-силової характеристики. Рішення побудовані з використанням математичного апарата методів збурень, зокрема, методів багатьох масштабів і східчастих імпульсних функцій. Створена узагальнена (рис. 5) розрахункова схема, яка моделює практично всі основні особливості існуючих конструктивно-технологічних схем зведення кріплень гірничих виробок зі зміцненням приконтурних порід анкерами і сумішами, що твердіють. Для цього основні характерні риси безлічі варіантів підсистеми “зміцнені породи-кріплення” систематизовані в три групи параметрів: геометричні, силові і механічні.

Геометричні параметри неоднорідні в просторі з причин: по-перше, дискретної установки рамного кріплення з кроком уздовж виробки (рамно-анкерне, металевобетонне, кріплення з тампонажем закріпного простору); по-друге, дискретної установки кондукторів для подачі суміші, що твердіє, (уздовж виробки з кроком ), внаслідок чого товщина зміцнених порід змінюється як у поперечному (), так і поздовжньому () перерізах виробки; по-третє, стохастичного коливання геометрії породної поверхні, яку повторює, наприклад, набризк-бетонний чи тампонажний шари у відповідних конструкціях кріплень.

Силові параметри мають просторову неоднорідність внаслідок: по-перше, формування довільної (у загальному випадку) епюри навантаження на підсистему; по-друге, зосередженого характеру впливу реакції анкерів на приконтурні породи і кріплення.

Механічні параметри підсистеми мають просторову неоднорідність через наявність декількох вантажонесучих елементів із різних матеріалів зі своїми механічними властивостями, що змінюються за радіальною і осьовою координатами виробки.

Таким чином, наведена розрахункова схема і відповідне рішення задачі мають достатню спільність постановки і відрізняються новизною за цілим рядом факторів.

При визначенні напружено-деформованого стану підсистеми “зміцнені породи-кріплення” переміщення і напруги знаходяться у вигляді рядів за ступенями малого параметра відповідно до математичного апарата методу багатьох масштабів. При цьому задається реально існуюче спільне деформування всіх вантажонесучих елементів підсистеми по поверхням їх контактів шляхом задоволення умов сполучення через рівність компонент векторів напруг і переміщень. Відповідно до граничних умов (див. рис. 5) загальні рішення тривимірних рівнянь рівноваги в циліндричних координатах (, , ) подано через три гармонійні функції з використанням модифікованих функцій Бесселя. (Через обмежений обсяг автореферату вирази з розрахунку компонент напруг і переміщень у підсистемі не наведені.)

Аналіз рішень дав змогу установити основні закономірності впливу неоднорідності геометричних, механічних і силових параметрів підсистеми “зміцнені породи-кріплення” на її напружено-деформований стан. Сучасні дослідження напружень у різних типах кріплень гірничих виробок переконливо доводять, що тангенціальна компонента у середньому на 1,5-2 порядки перевищує інші, тому наступний міцнісний розрахунок і оптимізацію параметрів підсистеми можна виконувати з достатньою для практики точністю тільки за компонентою для підтримуючого кріплення і за “приведеним” напруженням

щодо зміцнених порід. У загальному випадку поле компоненти (яке сягає максимумів на поверхнях шарів і підсистеми у цілому) залежить від функції розподілу навантаження на підсистему, механічних характеристик її матеріалів і характеру зміни геометричних параметрів у площинах поперечного і поздовжнього перерізів виробок. Для прикладу на рис. 6 наведені епюри на поверхнях двошарового кріплення зі змінною товщиною шарів у поперечному перерізі виробки (суцільні лінії - постійна товщина шарів). Очевидна істотна залежність епюри від функції розподілу товщини шарів: зменшення призводить до зростання у цій області і навпаки; коливання товщини шарів до двох разів викликає зміни максимумів у 1,2-1,6 рази. Це зумовлено згладжувальним впливом суміжного шару (товщина якого змінюється обернено пропорційно за кутовою координатою ) через їх спільне деформування шляхом перерозподілу навантаження з одного шару на інший. У разі прямо пропорційної залежності для обох шарів амплітуда коливань буде більш інтенсивною (у середньому в 1,3-2 рази), чим амплітуда періодичних змін товщини шарів. У поздовжньому перерізі кріплення спостерігаються аналогічні тенденції - зі збільшенням товщини шару знижується величина компоненти і навпаки. Тут має істотний вплив також довжина періоду зміни товщини шару уздовж виробки. На прикладі рамного кріплення з тампонажем закріпного простору (тришарова вантажонесуча конструкція) на рис. 7 наведено епюри уздовж виробки залежно від моменту опору рами і кроку її установки. При збільшенні кроку установки рам співвідношення між максимумами і мінімумами на довжині прольоту зростає (у зміцненому породному і тампонажному шарах) від 1,3-2 при = 0,5 м до 1,5-3 при = 1 м, що вказує на істотну неоднорідність поля напруг, зумовлену дискретним характером установки рам. У двошаровому варіанті підсистеми “зміцнені породи-кріплення” цей вплив ще більш підсилюється навіть при постійній (уздовж виробки) товщині зовнішнього шару.

Механічні характеристики основних вантажонесучих еле-ментів підсистеми також значно впливають на епюру її поля напруг і, зокрема, тангенціальної компоненти . На рис. 8 показаний вплив співвідношень модулів деформації суміж-них шарів для дво- і три-шарового варіантів підсистеми: зміна співвідношення на порядок призводить до збіль-шення (зменшення) максимумів у 1,5-4,7 рази. Загальна закономірність така, що найбільш навантаженим у багатошаровій підсистемі буде більш жорсткий шар. У поздовжньому перерізі виробки зберігаються аналогічні тенден-ції - зі збільшенням жорсткості -го шару максимуми танген-ціальних напруг у ньому зростають, а інші шари розвантажуються.

Коливання зовнішнього навантаження на підсистему “зміцнені породи-кріплення”, особливо дискретна дія реакції анкерів, ще більш підсилює неоднорідність поля напруг у вантажонесучих елементах підсистеми, а спільне негативне сполучення функцій зміни її геометричних, механічних і силових параметрів призводить до збурень поля напруг, що перевищують середнє значення на порядок. Така ситуація в частині нерівноміцності вантажонесучої конструкції може звести до мінімуму переваги ресурсозберігаючих технологій зміцнення приконтурних порід анкерами і сумішами, що твердіють. З іншого боку, встановлена значна залежність поля напруг від періодичних змін геометричних, механічних і силових параметрів підсистеми призвела до ідеї використання зазначених параметрів як інструмента для керування її напружено-деформованим станом. Задача розглянута як просторова оптимізація поля напруг у підсистемі “зміцнені породи-кріплення” у напрямку:

- по-перше згладжування концентрацій напруг - зменшення максимумів тангенціальної чи “приведеної” компоненти за абсолютною величиною

при = 1,…, ; (6)

- по-друге, досягнення рівноміцності основних вантажонесучих елементів у підсистемі

при = 1,…,, (7)

де - найбільш уживана міцнісна характеристика -го елемента підсистеми.

Реалізація даної задачі здійснена на основі створеного комплексу критеріїв рівноміцності шляхом управління геометричними, механічними і силовими параметрами підсистеми, що дозволило підвищити її несучу здатність без збільшення матеріаломісткості.

Сполучною ланкою між першими двома блоками структурно-логічної схеми (див. рис. 1) є комплекс критеріїв просторової оптимізації режимів взаємодії системи “масив-зміцнені породи-кріплення”. Принциповою відмінністю розробленої нової чотирипараметричної схеми оптимізації від традиційної двопараметричної є розгляд взаємодії системи “масив-зміцнені породи-кріплення” у координатах “навантаження-зміщення породного контуру”, які є функціями поверхні (координати і ) контакту вміщуючого масиву зі зміцненими породами (рис. 9). Існуючі теорії геомеханіки взаємодії масиву з кріпленням гірничих виробок однозначно затверджують, що оптимальне рішення існує завдяки дії двох взаємно протилежних тенденцій: знеміцнення і розпушення масиву навколо виробки (зі збільшенням піддатливості кріплення навантаження на нього знижується) і обвалення частини порід усередині зони граничної рівноваги (зі збільшенням піддатливості кріплення навантаження на нього зростає). Згідно з чотирипараметричною схемою умови оптимізації деформаційно-силової характеристики підсистеми “зміцнені породи-кріплення” мають вигляд

. (8)

Тобто, з одного боку, піддатливість підсистеми повинна складати максимальну величину оптимального зміщення породного контура , що розвивається в перерізі дії мінімальної реакції підсистеми за фактором знеміцнення і розпушення масиву (поверхня 1 на рис. 9); з іншого боку, реакція підсистеми повинна відповідати мінімальному значенню оптимального навантаження у перерізі і максимальному значенню оптимального навантаження у перерізі за фактором можливого обвалення частини порід усередині зони граничної рівноваги (поверхні 2 на рис. 9) при зміщенні породного контура в цьому перерізі на величину .

Для практичної реалізації вибору раціональної деформаційно-силової характеристики підсистеми “зміцнені породи-кріплення”, що адаптується до особливостей проявів гірського тиску, отримані функції мети (максимально можлива адаптація) шляхом спільного рішення рівнянь для реакції підсистеми і навантаження на неї на базі створеного методу прогнозу проявів гірського тиску:

за вертикальними навантаженнями

(9)

за умови ;

за горизонтальними навантаженнями

(10)

за умови ,

де - середньозважена об'ємна вага порід, МН/м³ (тут виміряється в радіанах, - у кПа).

З рівнянь (9) і (10) випливає ряд загальних рекомендацій з вибору раціональної деформаційно-силової характеристики підсистеми “зміцнені породи-кріплення”, зокрема: скорочення довжини періоду змін реакції (зменшення кроку установки анкерів, відстані між кондукторами для нагнітання сумішей, що твердіють тощо); розосередження “концентраторів” реакції підсистеми уздовж виробки (рамно-анкерне кріплення, комбінація анкерів з тампонажем закріпного простору); згладжування яскраво виражених екстремумів реакції у поперечному перерізі виробки і приведення епюри реакції до співвідношень, які рекомендуються, коли третій член ряду за рівнянням (1) складає 40-55 %, а четвертий - 10-25 % від другого члена ряду.

Достовірність розробленого методу визначення і мінімізації навантаження на кріплення досліджена у порівнянні з нормативною методикою за СН і П ІІ-94-80 "Подземные горные выработки", яка найбільш поширено використовується у проектних та виробничих організаціях. На рис. 10 суцільною лінією показана залежність вертикального навантаження на кріплення від прогнозованої величини зміщення породного контуру в покрівлі виробки, яка побудована за багатьма інструментальними спостереженнями і є інтегральною характеристикою стану масиву навколо виробки. Для аналітичного розрахунку навантаження на кріплення за запропонованим методом потрібно знати радіус зони граничної рівноваги, який з міркувань коректності порівнювального аналізу визначений за даними експериментальних досліджень проф. Ю.З. Заславського.

Порівняльний аналіз охоплює найбільш поширений інтервал зміни вертикальних зміщень породного контуру виробки від 200 до 1000 мм. На рис. 10 пунктирними лініями подані залежності вертикального навантаження на кріплення від величини вертикального зміщення контура виробки для граничного випадку дезінтеграції приконтурних порід з повною втратою залишкової міцності на стиск (= 0). Загальна закономірність інтенсивності збільшення навантаження із зростанням зміщення аналогічна до базової залежності, проте абсолютна величина навантаження значно вища, що можна пояснити відсутністю залишкової міцності породи на стиск. Однак треба звернути увагу на суттєвий вплив реакції кріплення (пунктирні лінії 1, 2 і 3) на величину навантаження на кріплення, що відрізняє запропонований метод від базового. Величина реакції кріплення для лінії 2 визначена за методикою СН і П ІІ-94-80; для лінії 3 оптимальна реакція визначена за запропонованим методом.

З порівняльного аналізу впливає висновок про те, що експериментальна методика СН і П ІІ-94-80 інтегрально враховує існування залишкових міцнісних властивостей породи у зоні граничної рівноваги. Це підтверджують штрих-пунктирні лінії на рис. 10, які побудовані за запропонованим методом при залишковій міцності породи на стиск = 2 МПа та куті внутрішнього тертя =30. З іншого боку, слід відмітити задовільне співпадання результатів розрахунку навантаження на піддатливе кріплення для методів, що порівнюються (відхилення складає 18,7% при = 200 мм і 1,3% при =1000 мм). Також не викликає сумнівів, що при збільшенні залишкової міцності породи на стиск величина прогнозованого навантаження за запропонованим методом буде суттєво менша, ніж за методикою СН і П ІІ-94-80. Це вказує на перевагу диференційованого обліку різних механічних властивостей гірських порід у порівнянні з інтегральним обліком за базовою методикою, тому що для однакової величини розрахункового опору породи стиску (базова методика) можуть бути різні величини і ( пропонований метод) залежно від типу та структури породи. Окрім того, розроблений метод дозволяє розрахувати потрібну епюру раціональної реакції кріплення з урахуванням періодичної зміни навантаження уздовж виробки. Таким чином, запропонований метод прогнозу навантаження не протирічить нормативній методиці за СН і П ІІ-94-80.

У підсумку розроблені наукові основи інтенсифікації ресурсозберігаючих технологій підтримки гірничих виробок шляхом створення вантажонесучої конструкції зі зміцнених порід і кріплення, яка, по-перше, адаптується до характеру проявів гірського тиску і, по-друге рівноміцна за основними складовими елементами.

Практична реалізація наукових основ ресурсозбереження відображена у четвертому блоці структурно-логічної схеми (див. рис. 1) і полягає у створенні групи методів розрахунку раціональних параметрів основних типів кріплень, які працюють зі зміцненням приконтурних порід анкерами і сумішами, що твердіють. Для цього розроблена комплексна методика вибору раціональних параметрів зазначених кріплень, здійснювана у п'ять етапів досягнення режиму адаптації при рівноміцності конструкції.

Насамперед створено новий метод розрахунку раціональних параметрів зміцнення приконтурних порід анкерами як самостійного виду кріплення: отримані кореляційні залежності для визначення необхідних координат установки анкерів, їх довжини і реакції при розміщенні чотирьох анкерів у поперечному перерізі виробки. При цьому встановлена область можливого приведення у повну відповідність просторової епюри навантаження на зміцнений анкерами приконтурний породний шар і просторової епюри його реакції, тобто область повної адаптації до характеру проявів гірського тиску

 , (11)

де і - прогнозовані зміщення породного контуру в покрівлі і боках виробки, мм.

Також виявлена область можливого застосування анке-рів як самостійного виду кріплення, тобто умов, коли перетворення напружено-деформованого стану прикон-турних порід за допомогою реакції системи анкерів створює вантажонесучу кон-струкцію, здатну витримувати прогнозоване навантаження (рис. 11).

У вітчизняній і світовій практиці дуже поширене застосування анкерів у сполу-ченні з рамним кріпленням. Тому розроблений новий метод розрахунку раціональ-них параметрів рамно-анкерного кріплення, який враховує дискретний характер установки анкерів і рам уздовж виробки і просторові періодичні зміни навантаження.

Метод використовує рекомендації з розосередження “концентраторів” реакції рамно-анкерного кріплення і забезпечує його рівноміцність, з одного боку, і максимально можливу просторову адаптацію до характеру проявів гірського тиску, з іншого.

Для найбільш розповсюдженого варіанта установки чотирьох анкерів у перерізі виробки отримані такі кореляційні залежності.

Раціональні координати установки верхніх і нижніх анкерів

(12)

(13)

Раціональні значення частини реакції верхніх і нижніх анкерів, що прикладаються посередині між сусідніми рамами (див. рис. 5)

(14)

(15)

Раціональні величини частини реакцій верхніх і нижніх анкерів, що прикладаються до рами

(16)

(17)

Раціональна активна довжина верхніх і нижніх анкерів

(18)

(19)

де ; - момент опору поперечного перерізу рамного кріплення, м³; і - модуль деформації породи і модуль пружності сталі Ст5 рамного кріплення, МПа.

Вирази (12)-(19) справедливі в досліджених інтервалах параметрів:

= 2-3 м; = 0,5-1 м; = 2-20 м;

= (0,5-1,5)·10^-4 м³; 0-2,5 МПа; 20-40є; 1-4; 10^-2-10^-1.

Відповідно до методик що запропоновані розроблені рекомендації з практичного регулювання параметрів анкерного і рамно-анкерного кріплень.

Наступний широко розповсюджений вид кріплення, яке працює зі зміцненням приконтурних порід, - кріплення, утворене при тампонажі закріпного простору сумішами, що твердіють. У цьому плані створено новий аналітико-експериментальний метод розрахунку раціональних конструктивно-технологічних параметрів комбінованого кріплення, що ураховує реальну просторову епюру періодичної зміни глибини проникнення тампонажного розчину, визначену в шахтних умовах. Конструктивно-технологічна схема зведення такого кріплення передбачає такі параметри управління напружено-деформованим станом і деформаційно-силовою характеристикою підсистеми у цілому. Вибір раціонального значення координати розташування нижнього кондуктора для подачі суміші, що твердіє, сприяє формуванню в поперечному перерізі необхідної геометрії зовнішнього контура зміцнених порід, при якій комбіноване кріплення у цілому максимально адаптується до характеру проявів гірського тиску (рис. 12).

Рівноміцність кріплення зумовлена вибором раціональних значень мінімальної товщини (рис. 13) зміцненого породного шару (пов'язаного з його максимальним значенням через крок уста-новки кондукторів уздовж виробки), міцністю тампо-нажного каменя на стиск , моментом опору перерізу рамного кріплення і кроком його установки уздовж виробки (рис. 14). Цей метод дозволив установити область досягнення рівноміцності комбінованого кріплення залежно від співвідношень геометричних і механічних параметрів його елементів, а також епюри зміщень породного контура виробки

,м², (20)

де і - мінімальна товщина зміцненого породного шару і середня товщина тампонажного шару в закріпному просторі виробки, м; і - границя міцності на одноосьовий стиск тампонажного каменя і границя текучості сталі (матеріалу рамного кріплення), МПа; - модуль деформації тампонажного каменя, МПа. За результатами досліджень з урахуванням експериментальних даних з визначення радіуса зони граничної рівноваги (за проф. Ю.З. Заславським) і механічних властивостей піщано-цементної тампонажної суміші розроблені рекомендації щодо вибору раціонального складу тампонажної суміші залежно від гірничо-геологічних умов підтримки виробки.

У цілому, розроблений комплекс методик вибору раціональних параметрів ресурсозберігаючого зміцнення породного масиву анкерами і сумішами, що твердіють, впроваджений у відповідній нормативно-технічній документації у вигляді посібників з розрахунку і застосування, затверджених у 1995-2003 рр. відповідними підрозділами Мінпаливенерго України, і апробований у конструктивно-технологічних схемах кріплення гірничих виробок на ряді шахт Донбасу.

Таблиця 2. Склад піщано-цементного розчину, що рекомендується для тампонажу закріпного простору гірничих виробок