Авторефераты по всем темам >> Авторефераты по земле

На правах рукописи

рукописи АНДРИЕВСКИЙ Александр Порфирович

Физико-техническое обоснование параметров разрушения горного массива взрывом удлиненных зарядов

Специальность 25.00.20 - Геомеханика, разрушение горных пород, рудничная аэрогазодинамика и горная теплофизика

Автореферат диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

Новосибирск - 2009

Работа выполнена в Институте химии и химической технологии (ИХХТ СО РАН).

Научный консультант: доктор физико-математических наук Шер Евгений Николаевич

Официальные оппоненты: доктор технических наук, профессор Еременко Андрей Андреевич;

доктор технических наук, профессор Ермолаев Александр Иванович;

доктор технических наук, профессор Коростовенко Вячеслав Васильевич.

Ведущая организация - Московский государственный горный университет

Защита диссертации состоится л 11 декабря 2009 г. в 11 часов на заседании диссертационного совета Д 003.019.01 при Институте горного дела СО РАН (630091, г. Новосибирск, Красный проспект, 54)

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке ИГД СО РАН Автореферат разослан л____ ___________ 2009 г.

Ученый секретарь диссертационного совета доктор технических наук Попов Н.А.

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность темы исследования. Взрывные работы являются основным методом отделения породы от массива в горном деле. Как отмечают ведущие ученые, наблюдается прямая зависимость уровня развития горной промышленности от уровня организации процессов разрушения горных пород при добыче полезных ископаемых. Объемы ведения взрывных работ в Советском Союзе считались наибольшими в мире. Потребление взрывчатых веществ (ВВ) для нужд горного производства приближалось к 2 млн. т в год. К середине 90-х годов прошлого века их потребление в России уменьшилось в два раза. В настоящее время с увеличением промышленного производства происходит рост потребления ВВ. При таких масштабах взрывных работ даже незначительное общее снижение удельного расхода ВВ и повышение выхода дробленной горной массы с 1 м скважины (шпура) приводит к большому экономическому эффекту в масштабах горнодобывающих отраслей России.

Во многих случаях неоправданный перерасход ВВ, а также низкие показатели выхода дробленной горной массы с 1 м скважины (шпура) обусловлены недостаточной теоретической обоснованностью применяемых методик расчета параметров БВР. Практическая проблема надежного обеспечения высоких показателей БВР лежит в створе важнейших задач горной науки о разрушении горных пород: определение механизма разрушения горной породы и изучение явлений, сопровождающих процессы разрушения и отделения горной породы от горного массива.

Таким образом, физико-техническое обоснование параметров разрушения породного массива удлиненными зарядами представляет актуальную проблему, имеющую важное научное и практическое значение.

Цель работы - получение закономерностей развития зон нарушенности и установление факторов, влияющих на процессы трещинообразования для физико-технического обоснования параметров взрывного разрушения горного массива удлиненными зарядами.

Идея работы заключается в использовании установленных закономерностей по определению формы, размеров, динамики развития зон разрушения и комплексно учитывающих физические свойства взрываемых массивов скальных пород, характеристики ВВ, геометрические размеры и места инициирования удлиненных зарядов.

Задачи исследований.

1. Проведение экспериментальных исследований параметров зон смятия и трещинообразования на реальных массивах скальных пород с последующей математической обработкой данных экспериментов для подтверждения и уточнения аналитических исследований.

2. Разработка теоретических моделей для расчета параметров зон смятия и трещинообразования при разрушении породного массива взрывом удлиненных зарядов, и согласование их с полученными экспериментальными данными.

3. Оценка влияния нарушенности массива на параметры зоны трещинообразования.

4. Определение влияния временных параметров процесса взрыва на развитие зон разрушения при различных физических свойствах взрываемых массивов скальных пород, характеристик ВВ, параметров и места инициирования удлиненных зарядов.

5. Разработка теоретических основ расчета рациональных параметров БВР при проведении горных выработок и скважинной отбойке полезных ископаемых.

Методы исследований.

Анализ и обобщение научно-технической информации, применение результатов теории сопротивления материалов, математическое моделирование, промышленные эксперименты и испытания, корреляционный и регрессионный анализ результатов экспериментов.

Научные положения, выносимые на защиту.

1. Определяющие параметры разрушения горного массива - радиус зоны смятия и предельно возможный радиус зоны трещинообразования, образующиеся при воздействии на монолитный скальный массив взрыва удлиненного заряда, описываются закономерностями в виде произведения степенных функций от диаметра заряда, плотности заряжания, скорости детонации ВВ, пределов прочности массива на сжатие и срез.

2. В трещиноватом массиве предельный радиус зоны трещинообразования увеличивается обратно пропорционально коэффициенту структурного ослабления, являющемуся функцией отношения предельно возможного радиуса зоны трещинообразования для монолитного массива к среднему расстоянию между трещинами.

3. Предельный размер зоны трещинообразования достигается при условии, что за время действия взрывного импульса волна напряжений в массиве успевает охватить всю зону, в противном случае размеры этой зоны ограничиваются расстоянием, пройденным продольной волной.

4. Разрушение массива по длине заряда происходит в объеме фигуры, состоящей из цилиндра с радиусом зоны трещинообразования и примыкающей к нему со стороны недозаряда (торца заряда, находящегося вблизи свободной поверхности) выпуклой половины тора с радиусом равным половине радиуса зоны трещинообразования. Граница воронки взрыва определяется линией пересечения половины тора с поверхностью обнажения, При длине недозаряда большей, чем половина радиуса зоны трещинообразования, происходит камуфлетное взрывание.

5. Установленные закономерности, подтвержденные представительными экспериментами, позволяют проектировать параметры БВР, обеспечивающие высокие техникоэкономические показатели взрывных работ, как при проходке горных выработок, так и при очистной выемке полезных ископаемых и в комплексе составляют физикотехническое обоснование параметров разрушения горного массива взрывом удлиненного заряда.

Достоверность научных положений, выводов и рекомендаций подтверждается представительным объемом промышленных экспериментов и испытаний, соответствием результатов теоретических исследований полученным данным опытно-промышленных испытаний, технико-экономическими показателями результатов внедрения.

Научная новизна работы:

- экспериментально определены размеры радиусов зон смятия и трещинообразования при взрыве удлиненных зарядов в различных горно-геологических и горнотехнических условиях;

- на основе применения решения статической задачи теории упругости при оценке размеров зон смятия и трещинообразования при взрывном воздействии на породный массив удлиненными зарядами получены зависимости, описывающие данные проведенных экспериментов с достаточной степенью точности;

- получена эмпирическая зависимость влияния естественной нарушенности массива на размер предельно возможного радиуса зоны разрушения массива;

- определено влияние времени действия взрывного импульса и скорости распространения продольной волны в массиве на развитие зоны трещинообразования;

- установлено, что образующаяся в массиве зона разрушения приближенно имеет форму цилиндра с примыкающей к нему со стороны торца заряда выпуклой половиной тора;

- получены аналитические зависимости определения минимальной длины заряда, при которой достигается полное развитие фигуры зоны разрушения в горном массиве для случаев прямого, обратного и центрального инициирования;

- разработан методологический подход определения схемы расположения зарядов и их параметров для проектирования взрывных работ при строительстве горных выработок и скважинной отбойки, комплексно учитывающий физические свойства горного массива, характеристики ВВ, размеры, форму и динамику образования зон разрушения.

ичный вклад автора состоит в: постановке задач и их решении, участии в промышленных экспериментах и испытаниях; анализе полученных результатов и выявлении зависимостей и ограничений, описывающих изучаемые явления; установлении научных и методологических основ физико-технического обоснования параметров разрушения горного массива удлиненными зарядами; разработке методических основ по определению параметров БВР при проведении подземных горных выработок и скважинной отбойки.

Практическое значение работы:

- разработана методика определения схемы расположения шпуровых зарядов и расчета их параметров для проектировании взрывных работ при проведении подземных горных выработок, позволяющая надежно обеспечивать снижение удельных расходов бурения и ВВ (от 15 % до 30 %) по сравнению с существующими их значениями при высоких значениях коэффициента использования шпуров (от 0,95 до 0,98);

- разработана методика определения схемы расположения скважинных зарядов и расчета их параметров при проектировании взрывных работ для открытых горных работ, исключающая необходимость перебура и обеспечивающая снижение удельных расходов бурения и ВВ на 15 % при снижении выхода негабарита до 1,7 % (абсолютных);

- предложен способ взрывного разрушения кристаллосодержащих горных пород удлиненными зарядами, позволяющий практически полностью исключить дробление добываемых кристаллов (Патент РФ № 2142610).

Реализация работы в промышленности. Разработанные методики и рекомендации работы внедрены и используются при проектировании скважинной отбойки на ОАО Севуралбокситруда, ОАО Боксит Тимана и при проектировании паспортов БВР для подземных горных выработок на ОАО Севуралбокситруда.

Апробация работы. Содержание работы и отдельные ее положения обсуждались на производственноЦтехнических совещаниях: концерна Совалюминий (г. Москва, 1990 г.), треста Бокситстрой (г. Североуральск, 1990 г.), НПО Сибруда (г. Новокузнецк, 1991 г.), горного отдела Комитета металлургии Российской Федерации (г. Москва, 1994 г.), ОАО Севуралбокситруда г. Североуральск 2004 г., ОАО Боксит Тимана г. Ухта 2006 г.; на Международной конференции по открытым горным, земляным и дорожным работам (г. Москва, 1995 г.); на II Международной конференции по буровзрывным работам (г. Москва, 1995 г.); на II Международной конференции по открытым горным работам (г. Москва, 1996 г.); на третьей Международной научно-технической конференции Современные технологии освоения минеральных ресурсов (г. Кемер, Турция, 2005г.); на четвертой Международной научно-технической конференции Современные технологии освоения минеральных ресурсов (г. Пекин, Китай 2006 г.).

Публикации. Основные положения диссертации изложены в 29 научных работах, в том числе 9 - в изданиях, рекомендованных ВАК РФ, в открытии, в монографии, в авторском свидетельстве СССР, в 6 патентах РФ.

Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, пяти глав, заключения, трех приложений, списка использованной литературы из 226 наименований, изложена на 351 страницах машинописного текста, содержит 36 таблиц и 60 рисунков.

Основное содержание работы

Изучением процесса разрушения горных пород взрывом занимались известные отечественные ученые: Ф.А. Баум, Е.Г. Баранов, А.Ф. Беляев, В.А. Боровиков, Д.М. Бронников, О.Е. Власов, С.С. Григорян, Г.П. Демидюк, М.Ф. Друкованый, Н.Г. Дубынин, Э.И. Ефремов, В.М. Кузнецов, Б.Н. Кутузов, Ф.И. Кучерявый, Н.В. Мельников, И.Э. Миндели, В.Н. Мосинец, Г.И. Покровский, В.В. Ржевский, В.Н. Родионов, М.А. Садовский, А.Ф. Суханов, А.Н. Ханукаев, Е.И. Шемякин, Е.Н. Шер и другие, которые заложили фундаментальные теоретические основы дальнейшего совершенствования методов расчета технологических параметров буровзрывных работ.

В первой главе приведен обзор состояния вопроса теории и практики взрывного разрушения горных пород.

Анализ существующих методик по расчету ЛНС при отбойке скальных пород на обнаженную поверхность показывает, что несмотря на их многофакторность они основаны на эмпирических зависимостях и работают в сравнительно узком спектре горно-технических условий. При значительном изменении условий проведения взрывных работ эти методики необходимо уточнять и корректировать.

Как известно, при взрыве заряда в массиве образуются три зоны: смятия (раздавливания), трещинообразования и упругих деформаций. В границах зон смятия и трещинообразования происходит разрушение массива, а их образование является общим при взрывном разрушении всех скальных массивов. Отсюда следует, что выявление закономерностей формирования этих зон может служить основой для разработки общих методологических основ определения параметров БВР в различных горно-геологических и горнотехнических условиях.

В главе 2 приводятся зависимости, позволяющие рассчитать размеры зон смятия и трещинообразования при взрыве удлиненного заряда.

На основании теории сопротивления материалов получена зависимость для определения размеров зоны смятия при взрывном нагружении скального массива удлиненными зарядами, согласно которой:

qD-0,Rсм = d = 0,3536d q0,5 D , (1) 8 где Rсм - радиус образующейся зоны смятия, м; d - диаметр заряжаемого шпура, м;

D - скорость детонации применяемого ВВ, м/с; q - плотность ВВ в заряде, кг/м3; - предел прочности пород на сжатие, Па.

Работоспособность полученной зависимости (1) проверялась в породах с различными физико-механическими свойствами. Всего были забурены 161 пара сближенных шпуров с различными расстояниями между ними. Диаметры шпуров в парах изменялись от 36 до 55 мм. В процессе экспериментов один из спаренных паралельных шпуров заряжали различными ВВ, отличающимися по скоростям детонации и плотности заряжания, а второй (компенсационный) не заряжался. Оценка размеров зоны смятия проводилась по характеру разрушения компенсационного шпура (учитывалось свойство пород в зоне смятия приобретать свойство текучести, т.е. должно происходить заполнение компенсационного шпура перемятой породой, если он находится в пределах радиуса зоны смятия). Данные, полученные в экспериментах, для установления степени достоверности зависимости (1), были обработаны методами статистической проверки гипотез.

Математическая модель связи имеет вид мультипликативной функции:

оп Rсмi = a0 dia1qia2 Dia3ia, (2) оп где Rсмi,di, qi, Di, i - соответственно радиус зоны смятия, диаметр заряда, плотность заряжания, скорость детонации ВВ и предел прочности пород на сжатие при i-м опытном взрыве; i - порядковый номер опытного взрыва; a0, Е, a4 - неизвестные параметры модели.

В результате регрессионного анализа мультипликативной функции (2) были получены оценки неизвестных параметров (a0,..,a4) и оценена степень тесноты множественной статистической связи (индекс корреляции R =0,88; расчетный критерий Фишера F(R) = 19,26, табличный критерий Фишера F(Rтабл) = 5,67).

Полученная по результатам опытных взрывов регрессия имеет вид оп 0,9777 -0,50Rсм = 0,3557d q0,4683 D1,051 (3) и хорошо согласуется с теоретической зависимостью (1).

Для определения размеров зоны трещинообразования при взрывном нагружении скального массива удлиненными зарядами на основании теории сопротивления материалов использовались две теории прочности: третья теория прочности и теория прочности О. Мора. При выводе аналитических зависимостей учитывалось влияние зоны смятия, в которой порода мелко измельчается, за счет чего происходит перераспределение напряжений в массиве. Окончательно зависимости имеют вид:

- по третьей теории прочности PВ rB -0,25 -0,RT = 1,4Rсм = 0,2102d q0,75 D1,5 ; (4) Rсм - по теории прочности О. Мора p PВ rB 1+ RT = Rсм = Rсм (5) p -0,25 -0, = 0,1486 1+ d q0,75 D1,5 , где RТ - радиус зоны трещинообразования, м; PВ - давление, развиваемое продуктами детонации ВВ, Па; rВ - радиус заряжаемого шпура; р - предел прочности пород на разрыв, Па; - предел прочности пород на срез, Па.

С целью проверки работоспособности полученных зависимостей (4), (5) в производственных условиях были забурены параллельные ряды шпуров различного диаметра (по три в ряду; 101 ряд) с переменной линией наименьшего сопротивления. Отбойка шпуров проводилась на параллельную относительно шпуров плоскость. После взрывов измерялись радиусы взрывных воронок.

Проведен сравнительный анализ между фактическими и теоретически возможными (4), (5) радиусами взрывных воронок. Из сравнительного анализа установлено, что при расчете радиуса зоны трещинообразования по зависимости (4) из всей выборки за пределы вышли 3 % данных, а по зависимости (5) вышли 30 % данных, поэтому в дальнейшем проводился анализ закономерности (4).

Для установления степени достоверности выведенной зависимости (4) по определению радиуса воронки взрыва (зоны трещинообразования) методами статистической проверки гипотез обработан статистический материал, полученный в экспериментах.

Как и при исследованиях зоны смятия, математическая модель связи представлена мультипликативной функцией, а полученная эмпирическая зависимость имеет вид:

-0,2499 -0,50RT = 0,1995 d1 q0,7503 D1,4998 . (6) В результате регрессионного анализа были получены оценки неизвестных параметров зависимости (а0,.., а5) и оценена степень тесноты множественной статистической связи (R = 0,891; F = 29,88; Fтабл = 3,99).

Поскольку F(R )= 29,88 > Fтабл,, а=0,005 = 3,99, то с вероятностью 99,5 % можно утверждать, что вариация экспериментальных радиусов воронки взрыва обусловлена на 79,3 % изменением уровней входных параметров (диаметра шпура, плотности заряжания, скорости детонации, пределов прочности пород на сжатие и срез).

Из вышеизложенного следует, что важнейшие параметры разрушения породного массива - радиус зоны смятия и предельно возможный радиус зоны трещинообразования, формирующиеся при воздействии на монолитный скальный массив взрывом удлиненного заряда, описываются закономерностями в виде произведения степенных функций от диаметра заряда, плотности заряжания, скорости детонации ВВ, пределов прочности массива на сжатие и срез.

Так как трещиноватостью обладает подавляющее большинство пород разрабатываемых месторождений, то возникает необходимость в ее изучении как фактора влияния на параметры взрывной отбойки.

Для расчета радиуса зоны разрушения трещиноватого массива при его взрывном нагружении удлиненными зарядами использовалось формула, аналогичная (4):

PB rB RPT = 1,4Rсм, (7) Rсм Кс экв где RPT - радиус зоны трещинообразования в нарушенном массиве, м; Кс - коэффициент структурного ослабления взрываемого трещиноватого массива; - эквивалентное наэкв пряжение разрушения пород взрывом, Па.

Из принятой схематизации трещиноватого массива следует, что при взрыве происходят процессы, аналогичные разрушению либо тонкостенных цилиндров, либо балок с одним или двумя защемленными концами.

Согласно теории сопротивления материалов расчет тонкостенных цилиндров ведется на разрыв, а балок по эквивалентному напряжению, равному пределу прочности материала на срез или на разрыв.

Таким образом, для расчета радиуса взрывной воронки получаем две зависимости:

PB rB RT RPT = 1,4Rсм = ; (8) Rсм Кс Kc ' PB rB RT ' RPT = 1,4Rсм =, (9) ' ' Rсм КC KC p ' ' где RT и RPT - соответственно радиусы зоны трещиообразования монолитного и нарушенного массива, определенные по разрывному разрушающему напряжению.

Объемы зоны развала, зоны дробления и их соотношения зависят от мощности применяемого ВВ, диаметра заряда и от прочностных характеристик массива. Если, например, расстояние между трещинами 0,5 м, то блочность массива 0,5х0,5 м окажет различное влияние на результаты взрывов скважинного и шпурового зарядов.

Величина взрывного импульса и прочностные характеристики массива аккумулированы в величине радиуса зоны трещинообразования, определенном для условий отбойки монолита. При этом влияние трещиноватости для условий взрывного разрушения нарушенного массива целесообразно определять в зависимости от количества трещин, приходящихся на радиус зоны разрушения, определенный для условий отбойки монолита.

С целью проверки данного предложения на шахтах Северо-уральского бокситового рудника была проведена серия экспериментов по шпуровой отбойке трещиноватого массива на обнаженную плоскость с изменением диаметров зарядов и типов взрывчатых веществ (взорвано 88 шпуров). Из формул (8), (9) можно получить выражение для Кс:

RT RT Kc = = ; (10) RPT R f ' ' RT RT ' Kc = =, (11) ' R RPT f где Rf - фактический радиус взрывной воронки, образующийся при разрушении трещиноватого массива.

' Для полученных значений KC и KC выполнен регрессионный анализ. Из регрессионного анализа установлено, что отношение (11) (в интервале от 0 до 10,2), осталось больше 1, что противоречит здравому смыслу, поэтому в дальнейшем рассматривалась схема расчета по пределу прочности на срез (8). Для выяснения вида функциональной связи коэффициента структурного ослабления Кc с трещиноватостью массива lm были рассмотрены три модели:

Kc1 = f (lm ) ; (12) Kc2 = f ; (13) lm RT Kc3 = f. (14) lm Коэффициенты корреляции между функцией и аргументом для всех моделей значимы и равны соответственно: 0,648, - 0,719, - 0,722.

Функция Кс = f(RT, lm) находилась методами регрессионного анализа по лучшим в совокупности характеристикам; наилучшей оказалась регрессия вида:

Kc = (15) RT 0,97 + 0,lm со следующими показателями: полная дисперсия 5,15; дисперсия регрессии 2,78; остаточная дисперсия 2,57; критерий Фишера 43,7 (табличный 13,1); коэффициент множественной корреляции 0,72.

Таким образом установлено: в трещиноватом массиве предельно возможный радиус зоны трещинообразования увеличивается обратно пропорционально коэффициенту структурного ослабления, являющемуся функцией отношения предельно возможного радиуса зоны трещинообразования для монолитного массива к среднему расстоянию между трещинами.

В пн. 2.2 работы исследовано влияние продолжительности действия взрывной нагрузки на размер зоны трещинообразования.

На результаты взрыва удлиненных зарядов существенное влияние оказывает длина заряда, а именно: увеличение длины заряда до какой-то определенной величины улучшает качество дробления разрушаемого массива и увеличивает объем образующейся взрывной воронки. Дальнейшее увеличение длины заряда никакого влияния на результаты взрыва не оказывают.

Исследования Э.И. Миндели показывают, что на результаты взрыва оказывает влияние не только длина, но и место инициирования колонкового заряда - прямое, центральное, обратное.

В зависимости от принятой схемы инициирования удлиненного заряда время действия взрывного импульса определяется по формулам:

lz 0,5lz lz t = ; tc = 2 ; to = 2 ;

(16) p D D D где tp, tc, to - соответственно время действия взрывного импульса при прямом, центральном и обратном инициировании, сек; lz - длина заряда, м.

Исходя из продолжительности действия взрывного импульса, волна напряжений в массиве распространяется по радиусу от точки инициирования:

lz Rtp = t cp = cp;

p (17) D lz Rtc = tc cp = c ;

p (18) D 2lz Rto = to c = c, (19) p p D где Rtp, Rtc, Rto - соответственно радиусы распространения волн напряжений в массиве за время действия взрывной нагрузки при прямом, центральном и обратном инициировании удлиненных зарядов, м; cp - скорость распространения продольной волны в массиве, м/с.

За основу расчета разрушения массива принята схема разрушения толстостенных цилиндров, у которых наружний диаметр равен бесконечности. Изменяя длину заряда, место его инициирования (а значит и длительность действия взрывного импульса) можно установить влияние продолжительности действия взрывного импульса на радиус образующейся взрывной воронки R. На практике могут возникнуть две ситуации:

f 1) времени действия взрывного импульса достаточно для охвата предельно возможной области разрушения для данных условий взрыва (рис. 1.);

2) времени действия взрывной нагрузки недостаточно для охвата предельной области разрушения для данных условий взрыва (рис. 2).

Наиболее наглядно возможные ситуации можно наблюдать при взрыве удлиненного заряда, расположенного перпендикулярно обнаженной плоскости.

Для определения зависимости радиуса взрывной воронки от длины заряда, схемы его инициирования, скорости детонации применяемого ВВ и физико-механических свойств горных пород на шахтах ОАО УСевуралбокситрудаФ был поставлен ряд экспериментов (69).

б в а а Рис.1 Схема образования воронки взрыва для случаев, когда Rti>RT при а - прямом, б - центральном, в - обратном инициировании зарядов (цифрой 1 обозначена точка инициирования заряда) а а в б Рис. 2 Схема образования воронки взрыва для случаев, когда Rti

При обработке результатов экспериментов производился расчет радиусов: зоны трещинообразования (4); распространения волн напряжений в массиве (17)-(19); действия волны напряжений на поверхности обнажения - Rti.

Анализ результатов эксперимента показал:

1. Для случаев, когда Rt1>RТ, Rt2>RТ, Rt3>RТ, образующиеся фактические радиусы Rf взрывных воронок оказались практически равными расчетному радиусу RТ зоны трещинообразования.

2. Для случаев, когда Rt1

Выполнен статистический анализ результатов теории и экспериментов, коэффициент кореляции составляет 0,96, что говорит о высокой степени достоверности предсказанных теоретических данных.

С целью исключения влияния разброса по скорости детонации на результаты взрывов аналогичные эксперименты проведены с использованием ДШ, протянутого по всей длине заряда (48 экспериментов). В этом случае коэффициент кореляции теоретических и экспериментальных результатов также равен 0,96.

Таким образом, установлено, что предельно возможные размеры радиуса зоны трещинообразования достигаются, если за время действия взрывного импульса волна напряжений в массиве успевает охватить всю зону, в противном случае размеры этой зоны ограничиваются расстоянием, пройденным продольной волной.

В пн. 2.3. приведены результаты исследования влияния длины шпурового или скважинного заряда и его недозаряда на размеры зоны разрушения.

На сегодняшний день единого мнения о влиянии недозаряда на эффективность взрывной отбойки не существует.

Определять величину недозаряда рекомендуют в зависимости от крепости взрываемых пород, диаметра патрона, линии наименьшего сопротивления, либо от удельного расхода ВВ и вместимости шпуров или скважин.

С другой стороны, выше установлено, что на эффективность взрыва существенное влияние оказывают длина заряда (или связанная с ним продолжительность действия взрывной нагрузки) и расположение точки инициирования, исходя из которых радиус раствора взрывной воронки определяется:

R,если Rt RT ;

Rti = RT,если Rt < RT,, (20) t Rti Rt где - радиус раствора взрывной воронки при полном заряде, м; - радиус распространения волны напряжения на поверхности обнажения за период действия взрывной наRT грузки, м; - предельный радиус зоны трещинообразования.

При рассмотрении схемы разрушения массива с недозарядом (рис. 3) возникающие в области недозаряда напряжения определяются трехмерным осесимметричным полем напряжений.

Рис. 3 Схема образования воронки взрыва в области недозаряда: ls - длина шпура; lz - длина заряда; lN - длина недозаряда; rt - радиус распространения волны напряжения в массиве за период действия взрывной нагрузки; 0 - точка инициирования заряда; r - радиус поверхности критических напряжений в области недозаряда; R1 - максимально возможный радиус зоны трещинообразования; R2 - минимально возможный радиус зоны трещинообразования; P1 - максимально возможный радиус раствора воронки взрыва; P2 - минимально возможный радиус раствора взрывной воронки; Rt - радиус распространения волны напряжения на обнаженной плоскости за период действия взрывной нагрузки Приближенно такое поле можно описать исходя из решения задачи о сосредоточенной силе, действующей на упругое полупространство. Напряжение, возникающее в массиве от действия сосредоточенной силы P, определяется выражением:

3P cos2 r = , (21) 2 riгде - напряжение, возникающее в искомой точке от действия сосредоточенной силы; ri r - текущий радиус; - угол между направлением действия сосредоточенной силы и радиусом, в котором определяется напряжение. Отсюда приближенно граница зоны разрушения описывается формулой 3P ri = cos = rP cos , (22) 2 rP где - радиус, на котором возникающие напряжения будут критическими (радиус зоны трещинообразования по направлению действия приложенной нагрузки).

Учитывая выше изложенное, принимаем, что с некоторыми допущениями по аналогии с (22) для расчетов можно воспользоваться закономерностью (4):

-0.25 -0.Ri = RT cos = 0,21 q0.75 D1,5 cos. (23) Согласно принятой схеме (рис.3) и расчетных моделей (22), (23) в массиве выше уровня заряд-недозаряд должна образоваться поверхность, ограничивающая верхнюю часть зоны трещинообразования. Эта поверхность имеет форму половины тора с радиуRT RT сом равным половине расчетного радиуса, т.е. r = 0,5.

RT Очевидно, если контакт заряд - недозаряд находится на глубине менее 0,5, то данная поверхность пересекает обнаженную плоскость в двух точках, и теоретически раP1 Pдиус раствора воронки не может быть более и менее (рис.3), т.е. возможны следующие ситуации:

lN > r 1) R0 = 0 если, (24) где r - радиус окружности поверхности равных критических напряжений;

lN r 2) P1,,если Rt > P1;

R0 = если P2 Rt P1;

R t (25) 0,если Rt < P2;

Rt 3) R0=0, если = 0.

P1, PЗдесь R0 - теоретически возможный радиус раствора взрывной воронки, м; - радиусы раствора взрывных воронок при углах раствора 1 и 2 ; (P1 = R1cos1; R1 = RTcos1;

P2 = R2cos2; R2 = RTcos2 ).

Для проверки работоспособности предложенных вариантов расчетов на шахтах Североуральского бокситового рудника были проведены промышленные испытания (5взрывов). В различных выработках перпендикулярно обнаженной плоскости бурились шпуры разной длины (0,2-3 м), в которых формировался заряд разной длины (0,2-3 м) с различной величиной недозаряда (рис. 3). Шпуры размещались вдоль стенки выработки на расстоянии до 4 метров (с целью исключения их взаимного влияния).

В ходе экспериментальных работ определялись физико-механические свойства пород, измерялись длина заряда и недозаряда; диаметр заряда; радиус раствора взрывной воронки; количество ВВ, размещенного в шпурах. Производились расчеты плотности сформированного заряда, радиусов распространения продольных волн за время действия взрывной нагрузки.

Результаты расчетов по экспериментам следующие:

- 105 случаев согласно расчетным данным не могут иметь взрывную воронку т.к.

lN > r ;

- 168 случаев не могут иметь взрывную воронку т.к. волна напряжений не выходит на Rt поверхность обнажения за период действия взрывной нагрузки ( =0);

Rt lN > r - 79 случаев не могут иметь взрывную воронку т.к. и одновременно =0;

lN > r Rt - 311 случаев могут иметь взрывную воронку т.к. и одновременно 0.

По результатам экспериментов выполнен анализ, согласно которого из всех 5взрывов воронка образована в 311 случаев, что говорит о высокой сходимости предсказанных результатов. Статистическая обработка 311 экспериментов по определению радиусов образующихся воронок взрыва показала высокую сходимость фактических и теоретически предсказанных параметров образующихся воронок взрыва: коэффициент корреляции составил 0,87.

Таким образом, установлено, что разрушение массива по длине заряда происходит внутри сложной фигуры, при этом:

- образующаяся в массиве фигура состоит из цилиндра с радиусом зоны трещинообразования и примыкающей к нему со стороны недозаряда выпуклой половины тора с радиусом равным половине радиуса зоны трещинообразования;

- при полном заряде вся половина тора является мнимой, но с ростом длины недозаряда мнимая часть половины тора уменьшается, а действительная возрастает;

- граница воронки взрыва определяется внешней линией пересечения половины тора с поверхностью обнажения;

- при длине недозаряда большей, чем половина радиуса зоны трещинообразования происходит камуфлетное взрывание.

Вопрос глубины отрыва в зависимости от глубины бурения, длин заряда и недозаряда на сегодняшний день не решен. Из литературных источников известно, что с увеличением глубины бурения шпуров глубина отрыва увеличится до какой-то определенной величины и далее остается неизменной, либо начинает уменьшаться. В тоже время из вышеизложенного следует, что воронка взрыва образуется, если недозаряд меньше критического радиуса зоны равных напряжений и время действия взрывной нагрузки достаточно для выхода волны напряжений до точки касания критических равных напряжений с поверхностью обнажения.

Как правило, на практике возникает необходимость определения глубины отрыва образующей взрывной воронки в зависимости от длин заряда, недозаряда и глубины шпура. В качестве интерполяционной, описывающей экспериментальные данные, была рассмотрена функция:

al0 = lsa0 lza1 R0 + b.

(26) Здесь l0 - глубина образующейся взрывной воронки, м; ls - глубина шпура, м; R0 - радиус раствора взрывной воронки (25); a0, a1, a2, b - искомые коэффициенты.

После согласования функции (26) с экспериментальными данными получена следующая зависимость:

-0.l0 = ls-0.1 lz0.39 R0 - 0.(27) С ее использованием выполнена статистическая обработка данных.

Полученная закономерность (27) дает хорошую сходимость с фактическими данными (коэффициент корреляции 0,89) и может быть предложена для практического применения при определении глубины отрыва взрывной воронки в зависимости от длин заряда, недозаряда шпура, характеристик взрываемого массива, применяемого взрывчатого вещества и точки инициирования заряда (т.к. последние три характеристики учитываются при Rопределении ).

В пн. 2.4 исследованы особенности взрывания наклонных шпуров и скважин.

Угол наклона шпуров и их глубина имеет существенное значение для определения параметров БВР при проведении подземных горных выработок с использованием клиновых врубов. Однако на сегодняшний день данное явление изучено недостаточно. Некоторые авторы считают, что оптимальный угол наклона шпуров при формировании клинового вруба должен быть равным 45, а их глубина должна быть 1,5 м. По данным шведских ученых оптимальный угол наклона равен 60, по данным других авторов угол наклона врубовых шпуров рекомендуется принимать равным 53-55 в породах с f > 12 и 65-70 в породах с f 12. Причины необходимости использования таких параметров не объясняются.

Если рассматривать работу одиночного шпура, пробуренного под углом к обнаженной плоскости (рис. 4), то максимальная ширина взрывной воронки (R, вдоль линии шпура по поверхности массива) определяется исходя из размеров расчетной линии наименьшего сопротивления (WP) и расстояния прохождения продольной волны на поверхности массива за период действия взрывной нагрузки с учетом, что минимальный угол воронки равен 600, следующим образом:

WP sin -1,если Rt W sin -1;

R -R =, если Rt < W sin ;

t (28) 0, если Rt = 0;

WP,если WT WP;

W W =, если WT < WP;

где (29) T 0, если WT = 0.

Здесь R - максимальная ширина образующейся взрывной воронки, м; W - максимально возможная линия наименьшего сопротивления, м; WT - линия наименьшего сопротивления, определенная с учетом продолжительности действия взрывной нагрузки, м; WP - расчетная линия наименьшего сопротивления, м.

С целью проверки работоспособности зависимостей (28), (29) на шахтах ОАО Севуралбокситруда было поставлено 34 эксперимента. Для этого в выработках бурились шпуры под разными углами к обнаженной поверхности, в которых формировался заряд на всю глубину шпура. Шпуры разносили вдоль стенки выработки на расстояние друг от друга 4-5 м (с целью исключения их взаимного влияния). Для точного определения размеров образующейся взрывной воронки вдоль линии шпура (от его устья) проводили линию, которая позволяла после взрывных работ (по оставшейся краске) определять размер этой воронки. В ходе экспериментальных работ определяли физико-механические свойства пород. Измерялись: углы наклона шпуров к обнаженной плоскости ( ); длина и диаметр зарядов; радиус образующейся на поверхности взрывной воронки (Rf); фактическая ЛНС (Wf); глубина оставшегося после взрыва шпура (lST, стакана); количество ВВ, размещенного в шпурах. Производились расчеты плотности сформированного заряда (q);

радиусов распространения продольных волн за время действия взрывной нагрузки (Rt, WT); радиуса взрывной воронки и ее ЛНС (RT, WP) (без учета времени действия взрывной нагрузки).

Рис. 4 Схема разрушения горного массива от действия одиночного заряда наклонного шпура Расчетная линия наименьшего сопротивления определяется:

-0,25 -0,WP = RT cos300 = 0,21 d q0,75 D1,5 cos3. (30) По результатам экспериментов выполнена статистическая обработка данных фактических и расчетных величин стаканов, где расчетная величина стакана определялась:

lstp = ls -WP ctg. (31) Расчеты показывают высокую степень сходимости фактических и теоретических результатов, коэффициент корреляции для стаканов 0,82, для ЛНС 0,987.

Таким образом, установлено, что глубина отрыва (по перпендикуляру к обнаженной плоскости) от наклонных зарядов пропорциональна расчетной линии наименьшего сопротивления умноженной на косинус угла наклона шпура к поверхности.

При образовании врубовой полости с помощью клинового вруба используют по 2, параллельных наклонных шпура с каждой стороны. Рассмотрим схему взаимодействия двух или трех параллельно сближенных шпуров (рис. 5, 6).

Рис. 5. Схема взаимодействия Рис. 6. Схема взаимодействия двух сближенных зарядов трех сближенных зарядов Как видно из схемы от каждого из шпуров при взрыве образуется в массиве напряжение, действующее на нормальной к радиусу площадке в виде направленного вектора. Складывая тензорные поля от каждого заряда, получим, что на расстоянии RT от линии расположения зарядов вдоль оси их симметрии, на горизонтально расположенной площадке такое напряжение будет определяться следующим образом:

= 21 cos(23 ) ; (32) 3 = 21 cos(24) + 1 / cos2(4), (33) 1 где - эквивалентное напряжение от действия одного заряда, Па; - эквивалентное напряжение (суммарное) от одновременного действия двух зарядов, Па; - эквивалентное напряжение (суммарное) от одновременного действия трех зарядов, Па. При этом 3 = arctg(0,5a RT -1) = arctg(a RT -1); а - расстояние между шпурами в ряду.

; cosi 1:

Очевидно при i 0, 2 21;

(34) 3 31;

(35) n = n1;

(36) тогда RT 2 = RT 2;

(37) RT 3 = RT 3;

(38) RTn = RT n;

(39) где RТ2, RТ3, RТn - соответственно радиусы зоны трещинообразования при одновременном действии двух, трех и n параллельно сближенных шпуров, м.

По аналогии с формулой (29) максимально возможная (W2) и расчетная (WP2) линии наименьшего сопротивления для спаренных шпуров определяются из выражений WP2, если WT WP2;

W2 =, если WT < WP2;

W T (40) 0, если WT = 0;

WP 2 = WP 2 cos( ), (41) а расчетная величина стакана по формуле lST P = lS -WP 2 ctg. (42) Для проверки достоверности зависимостей (40)-(42) на шахте Североуральского бокситового рудника были поставлены 29 экспериментов, в которых вместо одиночных наклонных шпуров обуривали по два параллельно сближенных шпура. Статистическая обработка данных показала высокую степень совпадения расчетных ЛНС с фактическими (коэффициент корреляции 0,87) и расчетных длин стаканов с фактическими (коэффициент корреляции 0,82).

Оптимальный угол наклона шпура должен быть таким, чтобы отношение длины шпура (lS ) к глубине отрыва (h, по перпендикуляру к обнаженной плоскости) было минимальным, или иначе h lS -1 мах.

Из тригонометрических зависимостей следует (рис. 4):

h = W cos;

(43) -ls = W sin . (44) h lS -1 = sin cos = 0,5sin 2 h lS -Отсюда. Тогда максимальному значению соответствует = 450.

В главе 3 на основе полученных закономерностей предложены методические основы расчета удлиненных зарядов, обеспечивающих оптимальную их работу при уменьшении затрат на бурение и расходование ВВ.

Рассмотрим модели разрушения массива при различных схемах инициирования (рис. 7).

Рис. 7 Схемы разрушения горного массива при различных способах инициирования заряда: при прямом - а; центральном - б и обратном - в. Обозначения параметров такие же как на рис. При разных способах инициирования зарядов важно определить их длину, обеспечивающую развитие зоны разрушения по всей длине шпура или скважины, при максимально возможном недозаряде в конкретных горно-геологических и горнотехнических условиях. Учитывая, что максимально допустимая длина недозаряда равна 0,5RT, из схем, приведенных на рис. 7, следует:

RT DlZp = (45) CP - DCp RT D lZc = (46) CP - 0.25 D2 RT CP D lZo =, (47) 4СP - DlZp,lZc,lZo - длина заряда соответственно при прямом, центральном и обратном его где инициировании, м.

Дальнейшее увеличение длины заряда не приведет к улучшению качества дробления и будет иметь отрицательный результат - разлет горной массы.

Из расчетных схем (рис. 7) видно, что в области недозаряда образуются зоны, не подвергающиеся дроблению (область за зоной разрушения), чем и объясняется повышенный выход негабарита из верхней части уступов, упоминаемый в исследованиях многих ученых.

Из уравнения (45) видно, что при CP D решения нет. В данном случае для увеличения длительности воздействия взрывного импульса возникает необходимость перебура, который часто используют при скважинной отбойке. Различные авторы предлагают определять его по разным критериям. Одни авторы считают, что величина перебура зависит от WP крепости породы и принимается в пределах (0,5-0,4). По данным Б. Н. Кутузова, глубина перебура скважин обычно составляет 0,1 - 0,2 высоты уступа или (10 - 15) dz и уточняется на основе анализа результатов предыдущих взрывов. По данным М.Ф. Друкованого, величина перебура определяется в зависимости от физико-механических свойств взрываемого массива и изменяется от 1 до 3,5 м.

Согласно предложенной расчетной схемы (рис. 8) величина перебура может быть CP определена в зависимости от соотношения величин и D, действительно, из равенств lZ CP 2 rT = l + RT = (48) D следует D l2 + RT lZ = (49) CP.

Рис. 8 Схема определения необходимой длины перебура при прямом инициировании заряда (СР D) Зная длину заряда, можно определить величину перебура из выражения lP = lZ - (lY - r), (50) где, lZ - длина заряда, м; lY - высота уступа (величина ухода за цикл) м; l - длинна заряда до почвы уступа, м; lP - величина перебура, м.

При инициировании заряда в текущей точке можно определить место инициирования с целью исключения необходимости перебура.

2 2 lZ1 + r2 + r = lZ 2 + RT = rt, Действительно (рис. 9): (51) rt где - радиус распространения продольной волны за период действия взрывной нагрузки:

lZ CP D-1,если lZ1 < 1/ 3lZ ;

22l CP D-1,если lz1 > 1/ 3lz ;

rt = Z (52) 2 / 3lZ1 CP D-1,если lZ1 = 1/ 3lZ.

Рис. 9 Схема определения места инициирования заряда для исключения перебура В главе 4 разработанная методика применяется для определения параметров взрывания при проходке горных выработок.

При строительстве подземных горных выработок буровзрывным способом для образования врубовой полости чаще всего используют клиновой вруб. Однако до сегодняшнего дня надежных расчетов параметров клинового вруба не существует. Как следует из изложенного, основным ограничением при образовании клинового вруба является ограничение по продолжительности действия взрывной нагрузки, так как размер радиуса зоны трещинообразования можно регулировать количеством и расстоянием между параллельно сближенными шпурами, а также местом инициирования заряда.

Действительно для разрушения массива продолжительность взрывной нагрузки должна быть достаточной для охвата зоны равной радиусу зоны трещинообразования:

2lz Cp rt = RTn =, (53) D rt где - радиус распространения волны напряжения за период действия взрывной нагрузRTn ки при обратном инициировании, м; - радиус зоны трещинообразования, образованной от n шпуров. Радиус зоны трещинообразования для параллельно сближенных шпуров определяется:

RT 2 = RT 2 cos1 ;

(54) RT 3 = RT 2cos +, (55) -1 -где 1 = arctg(0.5 a RT )) ; = arctg(a RT ) ; a - расстояние между параллельно сближенRT 2, RT ными шпурами; - соответственно радиусы зон трещинообразования при двух и трех параллельно сближенных шпуров, м.

a = 2Rсм :

При RT 2 = RT ; (56) RT 3 = RT . (57) Тогда, зная продолжительность действия взрывной нагрузки, можно определить количество необходимых параллельно сближенных шпуров для условий, когда параллельные шпуры располагаются на расстоянии, равном диаметру зоны смятия:

rt n = , (58) RT где n - количество параллельно сближенных шпуров (принимают ближайшее большее целое число).

Глубина отрыва будет зависеть от угла наклона шпуров к плоскости забоя, определить которую можно из геометрических соображений:

h = rt cos cos300, (59) где h - глубина ухода от одной ступени; - угол наклона шпуров к плоскости забоя, град.

Остальные обозначения те же.

Зная глубину отрыва одной ступени в клиновом врубе можно определить необходимое количество ступеней исходя из заданного ухода за цикл. При расположении вспомогательных и оконтуривающих шпуров по плоскости забоя на расстоянии между ними, равном радиусу зоны трещинообразования, можно определить линию наименьшего сопротивления, на которой они располагаются исходя из зависимости:

W2 =W1 2cos300 =1.3W, (60) Wгде - линия наименьшего сопротивления от действия одиночного шпура (скважины), Wм; - линия наименьшего сопротивления от действия двух параллельных шпуров, расположенных на расстоянии a, равном радиусу зоны трещинообразования от одиночного шпура, м.

Тогда минимальная длина заряда для вспомогательных и оконтуривающих шпуров 2 RT 2 CP D lZ 0 = определяется:, (61) 4СP - DRT где радиус зоны трещинообразования от действия двух параллельно сближенных RT 2 = RT 1,шпуров:. (62) В 5 главе разработана технология при скважинной отбойке на открытых горных работах, позволяющая достичь высокой эффективности буровзывных работ в широком спектре горно-геологических и горнотехнических условий, подтвержденная актом промышленных испытаний и внедрением технологии на действующих предприятиях.

Таким образом, установленные закономерности, подтвержденные представительными экспериментами, позволяют проектировать параметры БВР, обеспечивающие заданные высокие технико-экономические показатели взрывных работ, как при проходке горных выработок, так и при очистной выемке полезных ископаемых и в комплексе составляют физико-техническое обоснование параметров разрушения горного массива взрывом удлиненного заряда.

На основе установленных закономерностях разработано программное обеспечение, позволяющее производить расчет параметров БВР, как при проходке горных выработок (рис. 10), так и при очистной выемке полезных ископаемых (рис. 11).

Рис. 10 Схема расположения шпуров Рис.11 Схема расположения по площади забоя. скважин на уступе.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ Диссертация является законченной научно-квалификационной работой, в которой на основании выполненных автором исследований изложены научно обоснованные технические и технологические решения по физико-техническому обоснованию параметров разрушения горного массива взрывом удлиненных зарядов, внедрение которых вносит значительный вклад в развитие экономики страны.

Основные научные результаты, выводы и рекомендации, полученные в результате завершенных исследований, сводятся к следующему.

1. Доказано, что исходные определяющие параметры разрушения горного массива - радиус зоны смятия и предельно возможный радиус зоны трещинообразования, формирующиеся при воздействии на монолитный скальный массив взрывом удлиненного заряда, описываются определенными закономерностями в виде произведения степенных функций от диаметра заряда, плотности заряжания, скорости детонации ВВ, пределов прочности массива на сжатие и срез.

2. Установлено, что в трещиноватом массиве предельно возможный радиус зоны трещинообразования увеличивается обратно пропорционально коэффициенту структурного ослабления, зависящему от отношения предельно возможного радиуса зоны трещинообразования для монолитного массива к среднему расстоянию между трещинами.

3. Выявлены ограничения размеров зоны разрушения, комплексно определяемые физическими свойствами массива, техническими характеристиками ВВ, параметрами заряда и местом его инициирования: предельно возможные размеры зоны трещинообразования достигаются при условии, что за время действия взрывного импульса волна напряжений в массиве успевает охватить всю зону, в противоположном случае размеры этой зоны ограничиваются расстоянием, пройденным продольной волной.

4. Установлены геометрическая форма зоны разрушение массива по длине заряда и условия образования взрывной воронки на поверхности обнажения:

- граница воронки взрыва определяется внешней линией пересечения половины тора с поверхностью обнажения;

5. Получены аналитические зависимости для определения минимальной длины заряда, при которой обеспечивается полное развитие фигуры зоны разрушения в горном массиве, для случаев прямого, обратного и центрального инициирования.

6. Определено, что эффективное формирование врубовой полости на проектную глубину уходки проходческого забоя за цикл осуществляется путем ее последовательного углубления и расширения многоступенчатым взрыванием одиночных или параллельно сближенных врубовых шпуров с разными длинами и углами наклона к поверхности забоя в серии, при этом:

- угол наклона шпуров взрываемых первыми не должен превышать 60о, а их длина определяется возможностями размещения бурового оборудования;

- углы наклона врубовых шпуров и их длины во второй и последующих ступенях выбираются таким образом, чтобы угол между шпурами и линией, соединяющей забой центрального шпура с вершиной воронки от взрыва предыдущей ступени, составлял не менее 60о;

- количество параллельно сближенных шпуров в каждой ступени определяется из условия обеспечения необходимых размеров зоны трещинообразования для получения максимальной глубины воронки взрыва.

7. Максимальные значения коэффициента использования вспомогательных и оконтуривающих шпуров в проходческих забоях достигаются при их последовательном многоступенчатом взрывании от врубовой полости до контура выработки и соблюдении следующих условий:

- расстояние между шпурами одной ступени замедления не должно превышать размера предельного радиуса зоны трещинообразования;

- расстояния между линиями шпуров ближайших ступеней принимать не более длины линии наименьшего сопротивления, при которой формируются воронки взрыва с углом раскрытия 60о.

8. При проектировании скважинной отбойки качественное дробление и минимизация перебура обеспечивается соблюдением следующих условий:

- длина заряда должна обеспечивать полное развитие фигуры зоны разрушения в горном массиве;

- максимальная длина недозаряда не должна превышать половины предельного радиуса зоны трещинообразования, в оптимальном случае должно обеспечиваться касание свободной поверхности с фигурой зоны разрушения, иначе будет наблюдаться повышенный выход негабарита из верхней части уступа;

- расстояния между скважинами в рядах не должно превышать размера предельного радиуса зоны трещинообразования, а между их рядами - линии наименьшего сопротивления, при которой формируются воронки взрыва с углом раскрытия 60о;

- при равенстве скоростей детонации ВВ и распространения продольной волны в массиве, а также при суммарной длине расчетного заряда и недозаряда большей высоты уступа, следует переходить с прямого на промежуточное или обратное инициирование зарядов.

9. Все вышеизложенные результаты, выводы и рекомендации подтверждаются представительным объемом промышленных экспериментов и испытаний, соответствием результатов теоретических исследований полученным данным опытно-промышленных испытаний, технико-экономическими показателями результатов внедрения, в частности:

- проведены промышленные испытания паспортов БВР на рудниках Заполярный и Маяк ЗФ ОАО ГМК Норильский никель, на Абаканской, Казской и Шерегешской шахтах ОАО Сибруда, в тресте Бокситстрой, на шахтах ОАО Севуралбокситруда;

- по заказу Комитета металлургии РФ разработана и передана для использования на подземных рудниках Инструкция по составлению паспортов буровзрывных работ при проведении горных выработок;

- по результатам внедрения на 6 рудных шахтах ОАО Севуралбокситруда паспортов БВР для проходки выработок достигнуто снижение удельных расходов ВВ и бурения до 20 %, при увеличении значения КИШ до 0,97, а при внедрение методики для определения параметров отбойки на очистной выемке позволило снизить удельные расходы ВВ и бурения на 20% при снижении выхода негабарита с 10 % до 2 %;

- внедрение методики по расчету параметров БВР на карьере ОАО Боксит Тиммана позволило исключить перебур скважин, снизить выход негабарита с 11 % до 1,3 %, удельный расход ВВ на 27 % и удельный расход бурения на 15,5 %.

Основные положения диссертации опубликованы в следующих работах:

1. Андриевский, А.П. Методика определения расстояния между шпурами и скважинами для щелеобразования / А.П.Андриевский //ФТПРПИ. Ц1983. - № 4. - С. 34-38.

2. Андриевский, А.П. Методика расчета оптимальных параметров паспортов буровзрывных работ при проходке с прямым щелевым ярусным врубом /А.П. Андриевский // ФТПРПИ. Ц1992. - № 5. - С. 71-77.

3. Андриевский, А.П. К вопросу образования зоны смятия в скальном массиве при его взрывном нагружении колонковыми зарядами / А.П. Андриевский, Б.Н. Кутузов, П.Ф.

Матвеев и др. // ФТПРПИ. Ц1997. - № 1. - С. 39-44.

4. Андриевский, А.П. Влияние физико-механических свойств и трещиноватости массива на параметры образующейся взрывной воронки при отбойке на обнаженную плоскость / А.П. Андриевский, Б.Н. Кутузов, Б.Д. Половов и др. // ФТПРПИ. - 1997. - № 4. - С. 5961.

5. Андриевский, А.П. О возможности повышения эффективности буровзрывных работ с использованием детонирующего шнура /А.П.Андриевский, А.М. Авдеев, Г.П. Зилеев, А.Г. Зилеев // Изв. Вузов. Горный журнал. - 2004. - № 3. ЦС.92-96.

6. Андриевский, А.П. Влияние продолжительности действия взрывного импульса удлиненного заряда на радиус образующейся взрывной воронки / А.П. Андриевский, А.М. Авдеев, Г.П. Зилеев, А.Г. Зилеев // Изв.вузов. Горный журнал. - 2004. - № 2. ЦС. 92-96.

7. Андриевский, А.П. Влияние конструкции удлиненного заряда ВВ на параметры взрывной воронки /А.П. Андриевский, А.М. Авдеев // Изв. Вузов. Горный журнал. Ц2005.

Ц№ 4. ЦС. 112-117.

8. Андриевский, А.П. Разрушение горных пород энергией взрыва удлиненных зарядов, расположенных под углом к обнаженной плоскости/ А.П. Андриевский, А.М. Авдеев // Изв. Вузов. Горный журнал. Ц2006. - № 1. ЦС. 100-106.

9. Андриевский, А.П. Методика определения параметров взрывания при очистной добыче и проходке горных выработок/ А.П. Андриевский, А.М. Авдеев // Изв. Вузов. Горный журнал. Ц2006. - № 6. ЦС. 60-65.

10. Открытие Диплом № 70 от 27.02.98г. Регистрационный номер №81/82. Закономерность формирования зон смятия и трещинообразования при воздействии на скальный массив энергией взрыва удлиненного заряда /А.П. Андриевский, Б.Н. Кутузов.

11. Андриевский, А.П. Новая теория и новые технологии разрушения горных пород удлиненными зарядами взрывчатых веществ/ Б.Н.Кутузов, А.П.Андриевский - Новосибирск: Наука, 2002. - 96 С.

12. А.с. № 1438372. Заряд для отбойки горных пород / А.П.Андриевский, Ю.И. Николаев, А.В. Богайчук. 1988 г.

13. Патент РФ № 2006581. Способ разрушения горных пород при проходке горных выработок. / А.П.Андриевский - Опубл. 30.01.94 г.

14. Патент РФ № 2052103. Способ отделения блоков природного камня / А.П.Андриевский, Кузнецов А.Г. - Опубл. 10.01.96 г.

15. Патент РФ № 2081392. Способ образования врубовой полости / А.П. Андриевский - Опубл. 10.06.97 г.

16. Патент РФ № 2101673. Способ взрывного разрушения трещиноватого горного массива при отбойке на обнаженную плоскость / А.П. Андриевский. - Опубл. 10.01.98.

17. Патент РФ № 2133447. Способ взрывного разрушения трещиноватых горных пород при отбойке на открытую поверхность /А.П. Андриевский. - Опубл. 20.07.99г.

18. Патент РФ № 2142610. Способ взрывного разрушения кристаллосодержащих горных пород удлиненными зарядами/А.П. Андриевский. - Опубл. 10.12.99г.

19. Андриевский, А.П. Методика расчета щелевых врубов/А.П.Андриевский // Управление технологическими процессами добычи на больших глубинах / Сб. научн. трудов под ред. Академика Е.И. Шемякина, - Новосибирск: ИГД СО АН СССР, 1983. - С. 89-97.

20. Андриевский, А.П. Методика расчета линии наименьшего сопротивления при отбойке на обнаженную плоскость/ А.П.Андриевский // Моделирование технологических процессов при подземной разработке рудных месторождений / Сб. научн. Трудов, под ред. Академика Е.И. Шемякина. - Новосибирск: ИГД СО АН СССР, 1987. - С. 172-149.

21. Андриевский, А.П. Влияние физико-механических свойств горных пород на параметры взрывной отбойки при проведении горных выработок /А.П.Андриевский, В.Ф.Петров, Ю.И.Николаев и др. // Сб. докладов Международной конференции по открытым горным, земляным и дорожным работам. - М.: ЦНИИОМТП,1994. ЦС. 107-119.

22. Андриевский, А.П. Рациональные параметры буровзрывных работ при проведении горных выработок с использованием клинового ступенчатого вруба / А.П.Андриевский // Сб. докладов II Международной конференции по буровзрывным работам. - М.: ЦНИИОМТП, 1995. - С. 23-26.

23. Андриевский, А.П. Влияние трещиноватости и физико-механических свойств горных пород на параметры взрывной воронки при отбойке на обнаженную плоскость/ А.П.Андриевский, Б.Н.Кутузов, Б.Д.Половов и др. // Сб.докладов второй Международной конференции по открытым горным работам. - М.: ЦНИИОМТП, 1996. - С. 200-204.

24. Андриевский, А.П. Оптимизация параметров буровзрывных работ/ А.П. Андриевский, А.М. Авдеев, М.Ю. Харитонова, В.Г. Васильева // Передовые технологии и технико - экономическая политика освоения месторождений в ХХI веке / Сб. научных трудов, материалы международной конференции 20-23 ноября, - Красноярск: ГУЦМиЗ, 2000. - С 69-72.

25. Андриевский, А.П. Оптимизация параметров буровзрывных работ/ А.П. Андриевский, А.М. Авдеев, М.Ю. Харитонова // Промышленная безопасность и эффективность новых технологий в горном деле. - М.: МГГУ, 2001. - С. 456 - 462.

26. Андриевский, А.П. Новые технологии освоения месторождений полезных ископаемых / М.Л. Медведев, А.Г. Михайлов, В.И. Брагин, А.П. Андриевский // Наука - производству.

Специальный выпуск СО РАН, 2003. Ц№1. - С. 47-49.

27. Андриевский, А.П. Влияние длин заряда и недозаряда, физико-механических свойств пород и характеристик применяемого ВВ на параметры взрывной воронки при расположении заряда перпендикулярно обнаженной плоскости / Современные технологии освоения минеральных ресурсов // Материалы третьей Международной научно - технической конференции. - Красноярск: ГУЦМиЗ, 2005. - С. 70 - 77.

28. Андриевский, А.П. Влияние длины заряда и недозаряда, физико-механических свойств пород и характеристик применяемого ВВ на параметры взрывной воронки при расположении заряда перпендикулярно обнаженной плоскости / А.П. Андриевский //Сб.

докладов третьей Международной научно-технической конференции Современные технологии освоения минеральных ресурсов г. Кемер (Турция), 2005. - С. 70-77.

29. Андриевский, А.П. Методические положения по определению параметров взрывания при очистной добыче и проходке горных выработок /А.П. Андриевский // Сб. докладов 4й Международной научно-технической конференции Современные технологии освоения минеральных ресурсов г. Пекин (Китай), 2006. - С. 177-185.

Авторефераты по всем темам >> Авторефераты по земле

Blog

Физико-техническое обоснование параметров разрушения горного массива взрывом удлиненных зарядов