Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА 1 Современное состояние вопроса, цель и задачи исследований 9
1.1 Анализ расчетных методов определения параметров развала взорванной массы 9
1.2 Техногенные породные массивы 16
1.3 Методы исследования структурных и механических параметров техногенных породных массивов 25
1.4 Формулировка задач исследования 40
ГЛАВА 2 Исследования разрыхления и уплотнения разрушенных горных пород 42
2.1 Лабораторные исследования зависимости разрыхления от гранулометрического состава разрушенной горной массы 42
2.2 Лабораторные исследования сжимаемости разрушенных горных пород 51
2.3 Развалы взорванной горной массы при ведении взрывных работ на глубоких карьерах 62
2.3.1 Характеристика развалов взорванной горной массы 62
2.3.2 Краткая характеристика технологии ведения буровзрывных работ на Михайловском ГОКе 64
2.3.3 Влияние параметров буровзрывных работ на форму развала 67
2.4 Другие приложения полученных зависимостей коэффициента разрыхления и сжимаемости разрушенных горных пород от однородности их гранулометрического состава 75
2.5 Выводы по главе 82
ГЛАВА 3 Исследования сдвиговой прочности и углов естественного откоса разрушенных пород 84
3.1 Методика исследований
3.2 Измерения углов естественного откоса 91
3.3 Измерения сцепления и углов внутреннего трения 95
3.4 Выводы по главе 106
ГЛАВА 4 Влияние гранулометрического состава складируемой отвальной массы на устойчивость откосов отвалов 107
4.1 Проблема устойчивости отвалов на глубоких карьерах и особенности отвалообразования на Михайловском ГОКе 107
4.2 Исследование устойчивости отвалов различного строения методами предельного равновесия 111
4.3 Создание численных моделей, учитывающих различное строение и физико-механические свойства массива отвала 120
4.4 Выводы и рекомендации 129
Заключение 132
Список литературы
- Методы исследования структурных и механических параметров техногенных породных массивов
- Лабораторные исследования сжимаемости разрушенных горных пород
- Измерения углов естественного откоса
- Исследование устойчивости отвалов различного строения методами предельного равновесия
Методы исследования структурных и механических параметров техногенных породных массивов
В настоящее время доля открытого способа разработки месторождений полезного ископаемого составляет 75% от общего объема добычи минерального сырья во всем мире. Высокая производительность предприятий определяет быструю углубку карьеров.
Самым эффективным и универсальным методом ведения отбойки полезных ископаемых в настоящее время и на ближайшую перспективу является разрушение горных массивов взрывом, так как только при буровзрывном способе возможна рентабельная отбойка пород высокой крепости.
В то же время этот метод является одним из самых сложных, трудоемких, опасных и ответственных процессов на предприятиях, добывающих твердые полезные ископаемые открытым способом. Основная цель применения взрывных работ в горном деле и строительстве заключается в разрыхлении скальных и полускальных массивов. Результаты взрыва, в первую очередь, характеризуются качеством дробления, гранулометрическим составом разрушенной массы и коэффициентом разрыхления разрушенной породы.
К настоящему времени выполнено большое количество фундаментальных теоретических и экспериментальных исследований структур и механических свойств горного массива, позволяющих глубже рассмотреть процессы взрывного дробления. Большое влияние на развитие теории действия взрыва в твердой среде, совершенствование и развитие технологии взрывной отбойки пород оказали работы ведущих ученых, таких как Н.В. Мельников, В.В. Ржевский, Е.Н. Шемякин, К.Н. Трубецкой, Б.Р. Ракишев, Л.И. Барон, Т.П. Демидюк, СВ. Викторов, М.Г. Менжулин, Н.Н. Казаков, В.В. Истомин, СВ. Цирель, а также многих других исследователей [1-12]. Наибольшее внимание уделяется среднему размеру куска и выходу негабарита, в меньшей степени -гранулометрическому составу взорванного массива. Сложность динамического процесса разрушения горных пород определяет то, что расчеты данных параметров в основном ведутся эмпирическими способами, в разной степени учитывающими результаты фундаментальных исследований.
Возможно, поэтому существенно меньше работ посвящено форме и структуре развала горной массы, параметры которых также оказывают большое влияние на производительность выемочно-погрузочного оборудования в карьере.
Знание коэффициента разрыхления необходимо при расчетах целого ряда технологической цепочки горного дела и строительства. Производительность экскавации напрямую зависит от коэффициента разрыхления в ковше и развале. Связь между эффективностью использования ковша экскаватора и коэффициентом разрыхления в ковше достаточно очевидна: чем меньше значение Кр, тем большая масса породы извлекается за один цикл. Однако общая связь производительности экскаватора и Кр в развале несколько сложнее, так как определяется рядом факторов.
Основным фактором является зависимость коэффициента разрыхления от удельного сопротивления копанию (KF). Ю.И. Беляков [13] утверждает, что связь между Кр и Кр более всего проявляется в тяжелых трудно взрываемых породах: «удельное сопротивление копанию увеличивается от 0,05-0,1 МПа при Кр= 1,4-1,5 до 0,7-0,9 МПа при Кр=\,05...». В то же время при разработке полускальных, а также сильнотрещиноватых скальных пород после взрывания «на встряхивание» (Кр = 1,02-1,1) по данным авторов [14] «выемка пород из забоя производится в облегченном или номинальном режиме и не представляет особых трудностей».
В зависимости от степени разрыхления горной массы будут меняться типы обрушения породы при экскавации. По данным [2,14,15] при і 1,15 обрушение происходит одной волной, подобный механизм создает опасность для ковшей экскаваторов и подъемных канатов, снижая допустимую высоту забоя, при Кр= 1,2-1,3 обрушение происходит несколькими волнами, а при Кр = 1,35-1,5 -течением. Третий тип обрушения уменьшает время цикла экскаватора за счет более «легкого» способа выемки породы и позволяет, при соблюдении безопасных условий работы, увеличить максимальную высоту забоя. Многие авторы [14-16] считают, что производительность экскавации увеличивается с ростом Кр. По данным A.M. Потапова [16] длительность цикла обратно пропорциональна корню из Кр.
Другие исследования показывают, что зависимость производительности экскавации от коэффициента разрыхления в развале определить несколько сложнее. И.Б. Шлаин [17] в своей работе отмечает, что увеличение Кр от 1,35 до 1,55 приводит к снижению часовой производительности экскаватора ЭКГ-4,6. В работах [18-20] также отмечено снижение производительности экскаваторов с ростом крупности кусков, это, прежде всего, происходит по причине уменьшения коэффициента экскавации [21]. В работе Г.К. Саменова [22] приведены результаты хронометражных наблюдений, которые показывают, что с ухудшением качества дробления взорванной породы и, следовательно с ухудшением качества дробления, снижаются коэффициент наполнения ковша и интегральная характеристика развала экскавируемой массы.
В работе Н.Я.Репина [31] описано влияние степени кусковатости горной массы за время черпания на мощность экскаватора и вместимость ковша. Чем больше мощность экскаватора и емкость ковша, тем меньшее влияние на продолжительность черпания оказывает кусковатость. На основе этого Н.Я. Репиным была установлена зависимость между диаметром среднего куска dcp, емкостью ковша и временем черпания:
В работах [14,15] рассмотрена еще одна зависимость производительности экскавации от коэффициента разрыхления; она заключается в связи Кр с формой развала взорванной горной массы и различиях значений Кр в разных его частях. Более подробно эта зависимость будет рассмотрена в третьей главе диссертационной работы.
Проанализировав большое количество работ, посвященных нахождению Кр, СВ. Цирель [23] предложил два метода расчета Кр полностью разрыхленной массы - приближенный и более точный, учитывающий качество смешения фракций. Эти методы базируются на экспериментальных данных и позволяют их распространить на сыпучие материалы любого гранулометрического состава. Основой обоих методов является заполнение пустоты между крупными частицами более мелкой фракцией. Величина, используемая в приближенном подходе, - это введенный автором показатель однородности дробления п, который будет рассмотрен и подробно охарактеризован в следующих главах данной работы.
В приведенных выше работах показано, что коэффициент разрыхления тесно связан с гранулометрическим составом взорванной горной массы. Поэтому для оценки Кр нужна методика прогнозирования грансостава и/или расчета параметров БВР на заданный грансостав. Но отсутствие общепризнанной методики прогнозирования качества дробления массивов повлекло за собой появление большого количества формул и методик расчета скважинных зарядов. Например, в работе [24] автор предложил линейную зависимость для описания качества дробления трещиноватых пород, подбирая такой удельный расход взрывчатого вещества (ВВ), при котором выход негабарита будет равен нулю. Авторы [25] предложили применять квадратный трехчлен для описания влияния удельного расхода ВВ на диаметр среднего куска. Н.Г. Дубинин, В.И. Терентьев, В.А. Кузнецов [26-28] установили, что выход негабаритной фракции и диаметр среднего куска взорванной горной массы зависит от удельного расхода ВВ и определяется гиперболической зависимостью.
Лабораторные исследования сжимаемости разрушенных горных пород
Как было показано выше (раздел 2.1), коэффициент разрыхления для полностью разрыхленной горной массы достаточно жестко связан с распределением кусков по размерам (показателем однородности). Наблюдения [23] показывают, что с ростом степени дробления растет и неоднородность гранулометрического состава (рисунок 2.17), т.е. изменения степени дробления с ростом расхода ВВ должны были приводить к большему разрыхлению взорванных пород.
Однако при удельных расходах свыше 1,25-1,4 кг/м изменений коэффициента разрыхления не наблюдается, т.е. установленная независимость Кр от удельного расхода ВВ означает, что удельный расход практически не влияет и на однородность гранулометрического состава разрушенной горной массы. Согласно зависимостям, представленным на рисунке 2.17, значения п и средние размеры кусков достаточно жестко связаны между собой, поэтому постоянство значений п в свою очередь показывает, что при значениях q от 1,2-1,5 кг/м и выше средние размеры кусков также перестают зависеть от удельного расхода ВВ. Таким образом, повышение удельного расхода до 1,8-2,1 кг/м идет только «в запас», т.е. повышает надежность проработки подошвы, но не улучшает дробления и при этом увеличивает размеры развала, сейсмическое действие и разлет осколков.
Как указывалось выше, чрезмерное увеличение размеров развала ведет к некоторому снижению производительности экскавации и забросу породы на нижний горизонт. Поэтому удельный расход ВВ должен определяться не только исходя из условий, необходимых для обеспечения высокого качества дробления снижения риска плохой проработки подошвы и образования «козлов», но и с учетом оптимальной формы развала и необходимости предотвращения прямого и обратного заброса породы. Проведенные исследования показывают, что для кварцитов этот уровень находится в диапазоне 1,25-1,4 кг/м , т.е. не превышает 1,4 кг/м . Таким образом, рекомендуется понизить удельный расход ВВ с 1,85-2,0 кг/м до 1,4 кг/м , т.е. в среднем на 0,5 кг на кубический метр породы.
Снижение удельного расхода ВВ на 0,5 кг не только сократит случаи заброса породы на нижний уступ и позволит оптимизировать форму развалов, но также приведет к большой экономии средств. Оценим эту величину грубо. Средняя себестоимость буровзрывных работ при отбойке кварцитов составляет 53,3 руб/м , причем эта сумма в среднем распределяется между бурением и взрыванием приблизительно поровну. Полагая, что снижение удельного расхода ВВ на 27-30% ведет к снижению объема бурения в среднем на 20% (конкретное число зависит от выбора параметров БВР, в первую очередь величины термического расширения и перебура) экономия составит приблизительно 12,5 руб/ м или 3,4 руб/т (средняя плотность кварцитов составляет 3710 кг/ м ). При объеме годовой добычи 48787,5 тыс. тонн размер экономии может составить 165 млн. рублей в год.
Следует особо отметить, что необходимость снижения удельных расходов при отбойке особо крепких пород стали понимать и на самом Михайловском ГОК. Так в 2013 году средний удельный расход ВВ при отбойке кварцитов составил 1,73 кг/м тіротив 1,85-2,0 кг/м в предыдущие годы). Однако пока это снижение намного меньше возможного.
Зависимости о разрыхлении и сжимаемости разрушенных горных пород от их гранулометрического могут иметь целый ряд приложений, относящих к разным областям горного дела. В частности, они могут использовать для оценки наполнения ковшей экскаваторов и транспортных сосудов, расчетов магазинирования, складирования и других операций с отбитой горной массой.
В качестве примера рассмотрим вопрос о бутобетонной закладки на подземных горных работах. В связи с необходимостью сохранения дневной поверхности, снижения потерь полезных ископаемых и предотвращения динамических явлений в настоящее время широко используются системы разработки с закладкой выработанного пространства. При разработке рудных месторождений преобладает применение твердеющей закладки, часто включающей хвосты обогащения. В угольной промышленности, например при отработке крутых и крутонаклонных угольных пластов Кузбасса, часто применяется сухая закладка рядовой породой, отбитой при проходке полевых выработок.
Одним из главных требований, предъявляемых к закладочному материалу, используемому для управления кровлей, является его жесткость. Исследования механической характеристики сухого закладочного материала [91] показали, что усадка закладочного массива существенно зависит от его гранулометрического состава. Так усадка закладочного массива из дробленой породы (средний размер 20-30 мм) составляет порядка 30%, а закладки из рядовой породы (средний размер 100-140 мм) - даже 40-50%. Жесткость твердеющей закладки, существенно выше. Например, по данным работы [92] усадка твердеющей закладки, на основе цементно-песчаной смеси, составляет всего 10-15%. Кроме жесткости закладочного материала, для эффектного управления кровлей при подземной разработке месторождений является полнота заполнения выработанного пространства. Как показал промышленный опыт, при самотечной доставке, как сухой, так и твердеющей закладки это не всегда реализуется. Недозаклады, повышающие степень и интенсивность сдвижения породного массива и земной поверхности, а, следовательно, и вероятность появления опасных зон деформаций и напряжений, составляют 10 и более процентов высоты выработанного пространства. Для решения этой проблемы разрабатываются энергоемкие технологические схемы с применением метательных машин механизмов.
В целом применение для управления кровлей самотечной дробленной или твердеющей закладки приводит к увеличению затрат на добычу руды и не всегда решает вопрос сохранения устойчивого состояния породного массива и земной поверхности. Применением пустой породы в форме бутовых полос для закладки выработанного пространства невозможно стабилизировать процессы сдвижения и дезинтеграции налегающей толщи горных пород. Это связано со значительным коэффициентом усадки закладки из рядовой породы, который, как было сказано выше, может достигать до сорока и более процентов. Такие закладочные массивы неспособны стабилизировать состояние вышележащих горных пород, и вызывают появление зон концентрации напряжений и зон повышенного разрыхления породного массива. Область использования бутовых полос скорее состоит в обеспечении плавной посадки кровли, чем в ее поддержании.
Однако это не говорит о том, что нельзя использовать пустую породу от проходки горных выработок в вопросах управления горным давлением. Используя подземные дробильные комплексы из пустой породы, можно получать материал для дробленой закладки. В сочетании пустой породы и вяжущих растворов можно получить достаточной прочный материал - бутобетон. Как показали сравнительные исследования прочности бутобетона и твердеющей закладки с использованием сравнительно дешевых марок цемента (цемент марки 100, Ц:П 1:3 и В/Т= 0,45) их прочностные характеристики близки к материалу твердеющей закладки и могут достигать до 6 Мпа [93]. При этом бутобетон по сравнению с твердеющей закладкой является более жестким материалом, что позволяет более эффективно воздействовать на деформационное состояние подработанных массивов горных пород.
Измерения углов естественного откоса
Для оценки деформаций, возникающих при формировании отвалов, применялось математическое моделирование, основанное на методе конечных элементов (МКЭ), с помощью программного комплекса Plaxis 2D [103]. Поставленные задачи решались в плоской постановке. Для моделирования поведения отвальной массы после первичного оседания в качестве первого приближения использовалась упруго-пластическая модель Кулона-Мора. Для оценки напряженно-деформированного состояния отвала помимо прочностных свойств отвальной массы деформационные характеристики, требуется знать модуль деформации и коэффициент Пуассона. Принятые для расчетов свойства приведены в таблице 4.2.
Геометрические параметры модели приведены на рисунке 4.8. В связи с тем, что основание отвала является прочным, и его жесткость значительно превышает жесткость отвальной массы, учитываемая в модели мощность основания, принята высотой 1,3 Н, где Н - высота откоса. Для снижения влияния граничных условий на результаты расчетов напряжено-деформированного состояния размер модели по верхней бровке отвала массива принят равным 3 Н.
Для геометрических моделей откосов отвалов была построена двумерная конечно-элементная сетка, представляющая собой равномерное распределение 6-ти узловых треугольников. Число элементов в моделях соответственно 4000-6000. В связи с тем, что количество слоев и элементов в геометрической модели влияют на разбиение сетки, приведены сетки для двух моделей.
Необходимо особо оговорить, что данные расчетов показывают не первичное оседание, вызванное описанным в разделе 2.2 начальным уплотнением разрушенной массы (оно происходит постепенно в ходе формирования отвала), а дальнейшие деформации отвала после его полного формирования.
В рамках метода конечных элементов для определения местонахождения критической поверхности скольжения и соответствующего коэффициента запаса используется метод p,c-reduction (метод снижения сцепления и угла внутреннего трения). Суть метода заключается в шаговом снижении значения сцепления и тангенса угла внутреннего трения до тех пор, пока не произойдет разрушение:
Этот метод успешно используется многими авторами, например, [104,105] и все шире внедряется в различных программных комплексах. В программе Plaxis также используется данный подход.
Как показали расчеты, полученные в программе Plaxis, в данном случае результаты имеют хорошую сходимость с методами предельного равновесия. Это указывает на правомерность использования модели Кулона-Мора для численного моделирования отвальной массы после первичной стадии оседания.
На рисунках 4.9 и 4.10 показано определение положения области нахождения наиболее вероятной линии скольжения (цветные области) и характера деформаций откоса отвала (серые линии). При этом надо учитывать, что приведенные рисунки имеют качественный характер и отражают не величины деформаций, а их распределение. Деформации откоса для большей наглядности увеличены, причем масштаб увеличения для каждого случая выбран отдельно, и обозначенные серыми линиями деформации нельзя сравнивать между собой; например, у более высоких отвалов абсолютные деформации на самом деле существенно больше, чем у более низких (см. ниже).
Сопоставление рисунков 4.6, 4.7 с рисунками 4.9, 4.10 показывает хорошее согласие линий скольжений, полученных методом предельного равновесия, с областями вероятных линий скольжения, полученными с помощью МКЭ. Вертикальная сегрегация существенно влияет на характер деформирования откоса, в наибольшей степени это проявляется при наличии ослабленного слоя в нижней части отвала - оседание верхней части отвала дополняется выпором в его нижней части. Схемы механизмов возможного оползнеообразования представленные на рисунках 4.9 и 4.10 также демонстрируют относительное и даже абсолютное приближение линии скольжения к верхней бровке с увеличением высоты и большую вероятность возникновения оползней, распространяющихся не на всю высоту, а только на часть высоты отвала.
Программный комплекс позволяет численно оценивать не только напряжения, но и деформации. При этом, как уже указывалось, речь идет о деформациях после начального периода оседания, причем не при редуцированных, как на рисунках 4.9, 4.10, а при начальных значениях р и с.
Исследование устойчивости отвалов различного строения методами предельного равновесия
Для обоих типов пород проводились испытания по определению угла естественного откоса. Углом естественного откоса называется угол наклона поверхности свободно насыпанной породы к горизонтальной плоскости. Устойчивый угол откоса отвала, формируемого путем сталкивания, как правило, скальных и полускальных пород бульдозером под откос, не может превышать угла естественного откоса (хотя на практике начальные углы сразу после формирования склона могут несколько превышать стабильный угол естественного откоса, особенно при малой высоте яруса).
Поскольку удельные веса обеих пород и формы кусков близки между собой, а скорость насыпания материала в прибор была приблизительно одинакова, величина угла естественного откоса, главным образом зависела, от размеров кусков и гранулометрического состава проб.
Угол естественного откоса определяется в воздушно-сухом состоянии при помощи прибора УО по Республиканским строительным нормам РСН 51-84 [96]. Фотография прибора показана на рисунке 3.6.
Результаты испытаний для монофракций приведены на рисунке 3.7 и 3.8. Как нетрудно заметить, полученные зависимости очень близки между собой, т.е. тип породы не оказал влияния на угол естественного откоса.
Грубо говоря, не должен был оказывать влияние и размер кусков (не сложно догадаться, что продление полученных зависимостей до реальных размеров в десятки сантиметров дало бы углы, близкие к отвесному). Фактически эта зависимость показывает недостаточность высоты прибора для достижения предельного угла. Если для кусков размером 0,3-1 мм угол уже приблизительно равен предельному, то для кусков размером 2,5-4 мм уже явно сказывается высота склона. Как нетрудно заметить, по характеру влияния однородность откоса аналогична размерам кусков. Уменьшение значения п означает уменьшение некоторого эффективного размера, который может пониматься как расстояние между точками контакта в отвальной массе. В то же время больший разброс средних размеров от пробы к пробе привел и к большей вариации полученных значений углов естественного откоса.
Следует особо отметить, что полученные углы откосов на несколько градусов больше, чем углы естественного откоса песков той же крупности, это связано с неправильными угловатыми формами кусков раздробленной горной породы.
В самом первом приближении влияние крупности кусков (частиц) на сдвиговую прочность представляется как зависимость прочности от ширины слоя, который надо преодолеть либо за счет подъема на верхней части пробы (призмы скольжения в отвале), либо за счет разрушения кусков пограничного слоя. Очевидно, что ширина слоя пропорциональна размерам кусков (рис. 3.10), и, соответственно в первом приближении зависимость сдвиговой прочности от крупности кусков должна быть линейной или хотя бы близкой к линейной.
Тем не менее, фактически даже в песках нет линейной зависимости, угол внутреннего трения возрастает намного медленнее линейной зависимости, а сцепление даже наоборот, убывает с увеличением крупности песка. Кроме того, углы внутреннего трения достигают максимальных уже в крупнозернистых и гравелистых песках, и при дальнейшем увеличении крупности материала уже не возрастают (средние значения углов внутреннего трения разрушенных пород приблизительно равны средним углам внутреннего трения крупнозернистых и гравелистых песков - 36-42). Поэтому, кроме очевидной зависимости от крупности, не менее сильное влияние на сдвиговую прочность оказывают другие факторы. К этим факторам в первую очередь относится количество контактов (точек сцепления) на линии скольжения и легкость их преодоления за счет поворотов кусков.
Длительный опыт исследований сдвиговой прочности песков [97] показывает, что влияние этих факторов даже на песчаные грунты вполне сопоставимо с влиянием крупности. На основании таблиц 1 и 2 Приложения 1 СНиП 2.02.01-83 составлена таблица 3.1 со значениями углов внутреннего трения р и сцепления с для песков различной крупности и плотности.
Однако эта таблица не дает представления, как влияет однородность грансостава на сдвиговую прочность, ибо пористость (разрыхление) зависит не только от грансостава, а также от степени уплотнения и качества смешения фракций. Кроме того, понятно, что свежеразрушенная масса существенно отличается даже от малоокатанных частиц грунтов и глыб прежде всего угловатыми неправильными формами, наличием различных выступов и др. Соответственно, в разрушенной горной массе по сравнению с песчаными грунтами и гравием затруднены повороты кусков и облегчено разрушение, прежде всего поверхностное (откалывание различных выступов). Кроме того, куски после взрывного и механического разрушения могут содержать трещины различных размеров, в том числе и весьма глубокие, которые под действием сдвиговых напряжений могут реализоваться в виде объемного разрушения (разделения кусков на сопоставимые по величине части).
Совокупность перечисленных выше наблюдений и соображений не дает возможности однозначно определить ни характер, ни степень влияния однородности грансостава на сдвиговую прочность без проведения экспериментов.
Проведенные испытания (см. примеры паспортов прочности, полученных на установке ELE в Приложении Г) показали, что зависимости сдвиговой прочности от однородности грансостава у габбро-долерита и мрамора различаются между собой.
У раздробленного габбро-долерита (рис. 3.11 и 3.12) ни угол внутреннего трения, ни сцепление не имеют значимых связей с однородностью дробления. Это указывает, что различные факторы в целом компенсируют друг друга. Рост неоднородности грансостава означает - снижение некого эффективного размера кусков, что должно вести к снижению угла внутреннего трения, но повышение плотности, влияет на увеличение количества точек контакта, которое компенсирует уменьшение эффективной крупности. При этом высокая прочность породы препятствует сдвигу за счет разрушения зерен.
В то же время чистое повышение крупности кусочков (без изменений однородности грансостава - рис. 3.13) ведет к росту угла внутреннего трения, как за счет меньшей величины подъема, необходимой для подвижки (см. рис. 3.10), так и за счет большей прочности нераздробившихся кусков.