«ОБОСНОВАНИЕ РАЗМЕРОВ СЕТКИ СКВАЖИННЫХ ЗАРЯДОВ ПРИ ВЗРЫВНОМ РАЗРУШЕНИИ СЛОИСТЫХ МАССИВОВ ЖЕЛЕЗИСТЫХ КВАРЦИТОВ ...»

Министерство образования и наук

и Российской Федерации

федеральное государственное бюджетное образовательное учреждение

высшего профессионального образования

"Национальный минерально-сырьевой университет "Горный"

На правах рукописи

Федосеев Антон Владимирович

ОБОСНОВАНИЕ РАЗМЕРОВ СЕТКИ СКВАЖИННЫХ ЗАРЯДОВ ПРИ

ВЗРЫВНОМ РАЗРУШЕНИИ СЛОИСТЫХ МАССИВОВ ЖЕЛЕЗИСТЫХ

КВАРЦИТОВ

Специальность 25.00.20-Геомеханика, разрушение горных пород, рудничная аэрогазодинамика и горная теплофизика Диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук

Научный руководительдоктор технических наук, профессор Г.П. Парамонов Санкт-Петербург – Оглавление ВВЕДЕНИЕ

ГЛАВА 1 СОВРЕМЕННОЕ СОСТОЯНИЕ ВОПРОСА, ЦЕЛЬ И ЗАДАЧИ

ИССЛЕДОВАНИЙ

1.1 Структурные особенности массива железистых кварцитов Михайловского месторождения и их влияние на разрушение

1.2 Изменение механизма разрушения горных пород в зависимости от структуры массива

1.3 Анализ существующих методов учета структурных особенностей массива при проектировании БВР

1.4 Выводы по главе 1 и постановка задач исследований

ГЛАВА 2 МЕТОДИКА РАСЧЕТА РАЗМЕРОВ ЗОНЫ

ТРЕЩИНООБРАЗОВАНИЯ

2.1 Разрушение под действием волны напряжений

2.2 Разрушение за счет квазистатического действия взрыва

2.3 Аналитическая оценка прочности массива

2.4 Выводы по главе 2

ГЛАВА 3 ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ РАЗРУШЕНИЯ

ЖЕЛЕЗИСТЫХ КВАРЦИТОВ

3.1 Влияние структурных особенностей железистых кварцитов на их физикомеханические свойства

3.2 Физическое моделирование натурных условий взрывного нагружения на модельных блоках из железистых кварцитов

3.3 Экспериментальное изучение параметров волн напряжений и зон взрывного разрушения железистых кварцитов на физических моделях

3.4 Выводы по главе 3

ГЛАВА 4 РАЗРАБОТКА РЕКОМЕНДАЦИЙ ПО ВЫБОРУ ПАРАМЕТРОВ

СЕТКИ ВЗРЫВНЫХ СКВАЖИН ДЛЯ ОТРАБОТКИ ЖЕЛЕЗИСТЫХ

КВАРЦИТОВ В УСЛОВИЯХ МИХАЙЛОВСКОГО ГОКА

4.1 Краткая характеристика месторождения и технологии отработки, применяемой на предприятии

4.2 Рекомендации по определению сетки скважин при взрывном разрушении железистых кварцитов

4.4 Выводы по главе 4

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

ПРИЛОЖЕНИЕ А

ПРИЛОЖЕНИЕ Б

ВВЕДЕНИЕ

Актуальность работы Буровзрывные работы являются важнейшей составной частью технологического процесса добычи полезных ископаемых. Повышение эффективности взрывоподготовки горной массы во многом зависит от совершенства технологий взрывных работ и максимально возможного использования энергии взрыва. Качество взрывной подготовки горной массы влияет на производительность погрузочно - транспортировочных средств и дробильно - сортировочного оборудования.

Каждое разрабатываемое и разведанное месторождение полезных ископаемых имеет свои структурные особенности. Практика ведения горных работ показывает, что при составлении проектов массовых взрывов индивидуальные особенности структурного строения взрываемого блока, как правило, не учитываются. В связи с этим расчетные параметры БВР не соответствуют требованиям повышения эффективности использования энергии взрыва. Так, на карьерах Михайловского ГОКа несмотря на высокие удельные расходы ВВ наблюдается значительных выход негабаритной фракции.

К настоящему времени проведено значительное количество исследований посвященных действию взрыва в горных породах различной структуры. В данном направлении работали известные ученые: В. В. Адушкин, В. А. Белин, В. М. Закалинсий, Н. Н. Казаков, В. М. Комир, В. А. Кузнецов, Б. Н. Кутузов, Ф. И. Кучерявый, В. Н. Мосинец, А. Н. Ханукаев и др., внесшие значительный вклад в теорию и практику взрывных работ при разработке месторождений полезных ископаемых.

технологии взрывных работ при разрушении сложноструктурных горных пород, они не в полной мере отвечают возросшим требованиям горного производства.

Учет структурных особенностей (трещиноватости, блочности, слоистости, обводненности) массива при расчете параметров взрывного рыхления может повысить эффективность взрывных работ (качество дробления горной массы) а решение этой проблемы представляет важную в научном и практическом плане задачу для горнорудных предприятий.

Цель диссертационной работы Обоснование размеров сетки взрывных скважин обеспечивающих повышение эффективности дробления железистых кварцитов при взрывном разрушении.

Идея работы Размеры сетки скважинных зарядов при взрывном разрушении железистых кварцитов следует определять с учетом направления простирания и угла наклона слоистости.

Основные задачи работы:

1.Анализ исследований разрушения горных пород различной структуры.

2.Аналитическая оценка размеров зоны трещинообразования при взрывном разрушении железистых кварцитов.

3.Определение характеристики железистых кварцитов на примере Михайловского ГОКа.

4.Исследование влияния угла наклона слоистости на степень затухания волны напряжений.

5.Определение сетки скважин для слоистых массивов железистых кварцитов Михайловского месторождения.

Научная новизна работы 1. Установлены зависимости изменения пределов прочности на сжатие и растяжение неокисленных железистых кварцитов Михайловского месторождения от ориентации слоистости относительно направления прилагаемой нагрузки.

2. Установлены зависимости изменения величины максимальных скоростей смещения частиц за фронтом волны напряжений на различных расстояниях от заряда в неокисленных железистых кварцитах Михайловского месторождения с учетом ориентации слоистости.

Защищаемые научные положения:

1. Минимальная нагрузка, необходимая для разрушения железистых кварцитов Михайловского месторождения, достигается при ее действии под углом 30-40 к плоскости слоев в случае сжимающих нагрузок и под углом 90 в случае растягивающих нагрузок.

2. При расчете параметров волн напряжений на различных расстояниях от взрываемого заряда в неокисленных железистых кварцитах необходимо учитывать, что затухание волны напряжений в направлении перпендикулярном слоистости происходит с коэффициентом затухания равным 1,7, а вдоль слоистости – 1,58.

3. Повышение качества взрывного дробления железистых кварцитов достигается за счет формирования сетки расположения взрывных скважин на основе совмещения зон трещинообразования, размеры которых определяются углом наклона и направлением простирания слоистости.

Методы исследований

Работа выполнена с использованием комплекса методов исследований, включающего, обобщение теоретических и экспериментальных исследований по определению размеров сетки скважин в породах имеющих сложные горногеологические условия, анализа применяемого на Михайловском ГОКе метода расчета параметров БВР, экспериментальные исследования физико-технических свойств неокисленных железистых кварцитов Михайловского месторождения, физическое моделирование в слоистых средах распространения волн напряжений при взрыве зарядов ВВ, сравнительный анализ результатов лабораторных исследований с результатами теоретических расчетов, сопоставление рассчитанных размеров сетки скважин с применяемыми на предприятии.

Практическая значимость работы:

1. Предложен расчет размера зон трещинообразования в железистых кварцитах с учетом ориентации слоистости.

2. Определены коэффициенты сближения скважин в соответствии с углом падения слоистости неокисленных железистых кварцитов.

Реализация результатов работы Разработаны рекомендации по определению сетки скважин при взрывном разрушении неокисленных железистых кварцитов.

Научные и практические результаты диссертации используются в учебном процессе при чтении лекций по дисциплинам: «Технология и безопасность взрывных работ», «Проектирование и организация взрывных работ».

Достоверность и обоснованность научных положений, выводов и рекомендаций подтверждается необходимым объемом проанализированных исследований формирования волн напряжений и механизмов взрывного разрушения горных пород с различными структурными особенностями, удовлетворительной сходимостью расчетных данных с результатами лабораторных экспериментов Личный вклад автора заключается в анализе ранее полученных результатов отечественных и зарубежных исследователей, постановке цели и задач исследования, проведении теоретических и экспериментальных исследований, численных расчетов на ЭВМ, обобщении и анализе полученных результатов, сравнении полученных данных с экспериментальными данными, разработке практических рекомендаций.

докладывались на IV Всероссийской конференции «Нефтегазовое и горное дело»

(Пермь, 2011 г.), на конференции в Краковской горно-металлургической академии (Польша, Краков, 2011 г.), на международном форуме-конкурсе молодых ученых «Проблемы недропользования» (Санкт-Петербург, 2013 г.), на симпозиуме «Неделя горняка-2014» (МГГУ, Москва), на заседаниях кафедры взрывного дела и научно-технического совета по работе с аспирантами Горного университета.

Публикации По теме диссертации опубликовано 3 научные работы (все в изданиях, рекомендованных ВАК Минобрнауки России).

Объем и структура работы библиографического списка, изложенных на 136 страницах машинописного текста, содержит 63 рисунка, 18 таблиц, список литературы из 89 наименований, 2 приложения.

Автор выражает благодарность научному руководителю профессору Г. П. Парамонову, развитие идей которого, помощь и поддержка способствовали успешному выполнению работы, а также признательность сотрудникам кафедры доц. В. А. Артемову и др., сотруднику Научного центра геомеханики и проблем горного производства к.т.н. В.А. Коршунову за практические советы при написании диссертации.

ГЛАВА 1 СОВРЕМЕННОЕ СОСТОЯНИЕ ВОПРОСА, ЦЕЛЬ И ЗАДАЧИ

ИССЛЕДОВАНИЙ

1.1 Структурные особенности массива железистых кварцитов Михайловского месторождения и их влияние на разрушение Михайловское месторождение представлено как богатыми рудами и окисленными железистыми кварцитами, так и бедными рудами (неокисленными железистыми кварцитами). Богатые руды присутствуют в малом количестве, они не требуют обогащения и сразу отправляются на дробильно-сортировочную фабрику. Окисленные железистые кварциты присутствуют в большем количестве, но по существующей технологии обогащены быть не могут и поэтому складируются.

На данном этапе работы предприятия наибольший интерес представляют неокисленные железистые кварциты. Неокисленные кварциты представлены следующими типами: гематито-магнетитовые, магнетитовые, магентитогематитовые. Минеральный и химический состав железистых кварцитов Михайловского месторождения представлены в таблицах 1.1 и 1.2. Основными породообразующими минералами неокисленных кварцитов проектного контура карьера являются магнетит, кварц, гематит, в незначительных количествах развиты зеленая слюда, эгирин, карбонаты, щелочные амфиболы, редко - апатит, пирит Таблица 1.1 - Минеральный состав железистых кварцитов Рудные карбонаты Нерудные карбонаты Эгирин, амфиболы Зеленая слюда Продолжение Таблицы 1. Гидроокислы железа Таблица 1.2 - Химический состав железистых кварцитов Компоненты Feобщ.

Feмагн.

FeO Fe2O SiO CaO MgO Al2O P2O MnO п.п.п.

K2O Na2O TiO В структуре Михайловского месторождения выделяются три основные складки субмеридионального простирания представленные на рисунках 1.1, 1.2.

Две из складок синклинальные и разделяющая их антиклинальная. Складки относятся к структурам третьего порядка синкурбакинского этапа складчатости.

Рисунок 1.1 – Схематическая геологическая карта Михайловского месторождения Рисунок 1.2 – Схематический геологический разрез по разведочной линии 48К Западная синклинальная складка является наиболее протяженной - до 6 км (в пределах железорудной толщи) с размахом крыльев до 1,5-2 км. Падение её осевой поверхности и крыльев восточное. Угол падения западного крыла относительно пологий - 40-60°, а восточного - крутой - 60-80°. В пределах складки развит полный разрез четырех пачек нижней железорудной подсвиты, а на южном фланге - полный разрез Коробковской свиты.

В восточном направлении синклиналь переходит в антиклинальную (центральную) складку. Протяженность её в железорудных образованиях до 5 км при размахе крыльев до 1 км. Между разведочными линиями 22-44 в строении складки участвуют также все четыре пачки железорудной толщи. Севернее профиля 44 антиклиналь ограничена зоной разлома и железистые кварциты, слагающие часть оставшегося западного крыла, представлены второй и третьей пачками. Общее падение крыльев складки восточное под углами 70-80°. В восточном блоке развиты железистые кварциты, преимущественно, второй и третьей пачек, образующие моноклиналь с устойчивым крутым восточным падением под углами 80-85°.

В результате чего слои во взрываемых блоках имеют преимущественно восточное падение и углы падения изменяются соответственно от 40-90 в зависимости от места положения блока.

О влиянии слоистости на прочность упоминается в работе [68]. При растяжении поперек слоев порода будет разрушаться по слою имеющему меньшую прочность. При растяжении вдоль слоев прочные слои воспринимают на себя часть нагрузки и увеличивают общую сопротивляемость породы.

Следовательно, коэффициент анизотропии [68,70]:

где P - предел прочности на растяжение при действии растягивающей нагрузки вдоль слоев, Па;

P - предел прочности на растяжение при действии растягивающей нагрузки перпендикулярно слоям, Па.

Пределы прочности пород при сжатии поперек слоистости в подавляющем большинстве случаев больше, чем вдоль слоистости. Если сжимающие усилия направлены перпендикулярно к слоям, то слабые тонкие прослойки удерживаются от раскалывания более прочными слоями, и в целом предел прочности образца превышает прочность наиболее слабого прослойка. Однако это справедливо при малой толщине слабых прослойков.

При сдавливании образца вдоль слоистости прочность породы определяется главным образом прочностью наиболее слабых прослойков, по которым и происходит раскол породы. Поэтому коэффициент анизотропии в этом случае [68,70]:

где P - предел прочности на сжатие при действии сжимающей нагрузки вдоль слоев, Па;

СЖ - предел прочности на сжатие при действии сжимающей нагрузки перпендикулярно слоям, Па.

Отличие СЖ от СЖ достигает 50 – 70 % [68].

Исследования влияния слоистости на прочностные свойства [6] показали, что поведение слоистых пород под нагрузкой подчиняются следующим закономерностям. При сжатии пород, содержащих плоскость ослабления, разрушение происходит анизотропным отрывом (за счет растягивающих деформаций) по дефектам структуры, если угол между слоистостью и действующим напряжением 1 находится в диапазоне от 0° до 9° (рисунок 1.3а).

При значении угла 10 60 0 разрушение происходит за счет сдвига по плоскостям ослабления (рисунок 1.3б) и изотропным отрывом по плоскостям ослабления, параллельным 1, при значении угла 61 90 0 (рисунок 1.3в). При изотропном отрыве прочность породы максимальна, а минимальные значении наблюдаются при сдвиговом механизме разрушения под углом 20 40 0.

Рисунок 1.3 – Разрушение образцов, содержащих поверхность ослабления, При расколе слоистых образцов, независимо от ориентации слоистости (рисунок поверхность разрушения формируется перпендикулярно растягивающим напряжениям Р. При этом в случае приложения нагрузки поперек поверхностей ослабления P при испытаниях получаем прочность соответствующую прочности изотропной породы. И наоборот P || соответствует характеризует сцепление по поверхности ослабления и имеет более низкие значения, т.е. P P. Если плоскость ослабления пересекает направление приложения нагрузки под углом 1 2, однородность поля растягивающих напряжений нарушается, поэтому разрушение образца происходит частично отрывом и частично сдвигом по поверхности ослабления (рисунок 1.4в).

Рисунок 1.4 – Разрушение образцов, содержащих поверхность ослабления, при Таким образом, проведенные испытания показали, что прочности породы на сжатие и растяжение зависят от угла приложения нагрузки по отношению к плоскости ослабления, т.е. наличие слоистости обусловливает прочностную анизотропию, которая характеризуется значительной изменчивостью прочностных показателей даже для одной и той же породы [6].

Результаты испытаний прочности аргиллита [6], имеющего слоистую текстуру, показывают, что в пределах одного крыла шахтного поля прочность варьируется довольно в значительных пределах. Так показатель на растяжение в P 0,73 1,6 МПа ;

СЖ 8,7 31,6 МПа и перпендикулярно СЖ 26,9 63,2 МПа.

О влиянии особенностей строения массивов железистых кварцитов на физико-механические свойства упоминается в работах [1,4,19,24,49].

В работе [24] рассматривается влияние слоистости на анизотропию деформационно-прочностных свойств железистых кварцитов Восточной залежи Коробковского месторождения. Испытания проведены в соответствии с ГОСТ 21153.2-84 и ГОСТ 21153.3-85.

Отмечается, что коэффициент анизотропии прочности на растяжение железистых кварцитов равен 1,65, результаты представлены в таблице 1. Таблица 1.3 - Прочностные показатели железистых кварцитов восточной залежи Коробковского месторождения Прочность растяжении Прочность Примечание: в числителе представлены значения параметров в направлении параллельном слоистости, в знаменателе – нормально слоистости Аналогичные исследования влияния слоистости железистых кварцитов на их физико-механические свойства проведены Э. И. Ефремовым [49], результаты экспериментов представлены в таблице 1. Таблица 1.4 – Прочностные показатели железистых кварцитов южной группы карьеров Кривбаса Кварциты силикатомагнетитовые с присутствием хлорита и амфибола Продолжение Таблицы 1. Примечание: в числителе представлены значения параметров в направлении параллельном слоистости, в знаменателе – нормально слоистости Прогнозирование прочностных свойств горных пород возможно на основе измерений скорости распространения звуковых продольных волн. Зависимость сейсмических свойств горных пород от характера структурных связей определяет достаточно тесную их связь с прочностными характеристиками, из которых наиболее часто используется предел прочности на сжатие [19, 23].

В работе [19] на основании статистической обработки более 530 проб распространения продольных волн сопротивлением одноосному сжатию в направлении, перпендикулярном к слоистости. Уравнение связи имеет вид степенной функции [19]:

В работе [23] приводится уравнение связи скорости продольных волн и прочности на сжатие для любых пород. Связь установлена на основе каротажем, и прочности кернов на сжатие извлеченных из скважин в местах проведения акустического каротажа.

где CP скорость распространения продольной волны, км/с;

СЖ - прочность на сжатие, МПа.

Н. Н. Горяиновым в работе [23] экспериментально установлена связь между скоростью продольной волны и пределом прочности на сжатие для суглинков, которая представлена на рисунке 1.5.

Рисунок 1.5 – Связь между скоростью продольных волн и пределом прочности на Приведенная зависимость выражается формулой:

где CP скорость распространения продольной волны, км/с;

СЖ - прочность на сжатие, МПа.

В работе О. П. Якобашвили [89] в результате обобщения данных из источников и учетом последних данных была предложенная следующая зависимость:

где CP скорость распространения продольной волны, км/с;

СЖ - прочность на сжатие, МПа.

В работе [52] пределы прочности при сжатии СЖ и растяжении Р определяются прочностью скелета однородных пород и двумя поправочными коэффициентами – коэффициентом неоднородности и нарушенности, структурно ослабляющим скелет, и коэффициент анизотропии:

где СЖ 0 - прочность на сжатие однородных пород, Па;

Р 0 - прочность на растяжения однородных пород, Па;

k H - коэффициентом неоднородности и нарушенности;

k СЖ - коэффициент анизотропии при сжатии;

k Р - коэффициент анизотропии при растяжении.

Прочность однородных пород определяется скоростью распространения продольных волн и современной глубины залегания [52]:

где CP скорость распространения продольных волн, м/с;

H современная глубина залегания пород, м;

угол ориентации слоев и трещин, град.;

( )* – поправочный коэффициент.

Степень неоднородности и нарушенности отложений различных стадий эпигенеза оценивается интенсивностью слойчатости-трещиноватости, выраженной через комплексный модуль [52]:

где H современная глубина залегания горных пород, м;

P коэффициент затухания продольных волн;

t P интервальное время распространения продольных волн, мкс;

k f частотнозависимый коэффициент, выбираемый в зависимости от рабочей частоты применяемой аппаратуры акустического каротажа a, b коэффициенты, учитывающие палеоглубину погружения и стадию метаморфизма горных пород.

Коэффициент неоднородности k H характеризуется отношением прочности слоисто-трещиноватых H к прочности однородных 0 пород [52]. Величина его выражается степенной зависимостью от модуля M СТ показателя степени неоднородности. По физическому смыслу коэффициент неоднородности является поправочным коэффициентом при определении прочности слоисто-трещиноватых пород по известной прочности вмещающих однородных пород.

Оценка влияния угла наклона слоев и трещин на прочность горных пород оценивается коэффициентом анизотропии, функциональная зависимость которого представлена на рисунке 1.6 [52].

Рисунок 1.6 – Зависимость коэффициентов анизотропии прочности пород при сжатии (а) и растяжении (б) от угла наклона слоев и трещин С учетом коэффициентов неоднородности и анизотропии уравнения прочности слоисто-трещиноватых пород приводятся к виду [52]:

Из приведенных сведений следует, что прочность возрастает с увеличением полиномиальной функции.

В массиве железистых кварцитов Михайловского месторождения развиты массива [30,65]: M – по простиранию напластования (полосчатости) кварцитов, N – вкрест простирания полосчатости, K – перпендикулярно к направлению падения полосчатости, C – диагональная система к простиранию пород. В системах N и C иногда отмечаются подсистемы по обратно секущим направлениям и углам падения.

Наибольшая густота трещин по всем горизонтам карьера наблюдается по системе М, т. е. по простиранию пород, наименьшая густота трещин в системе K и N, они практически равнозначны по этому показателю, однако трещины системы N прямолинейные, крутопадающие, чаще сомкнутые, поверхность ровная, тогда как в системе K они пологие, ступенчатые, извилистые, поверхность шероховатая, открытые, без заполнителя. Из рисунка 1.7 следует, что с глубиной расстояние между трещинами всех систем увеличивается, следовательно, на нижних горизонтах кварциты более крупноблочные по сравнению с верхними горизонтами карьера [30,65].

Содержание класса отдельностей в массиве Рисунок 1.7 – Распределение классов отдельностей в массиве по горизонтам горных Михайловского месторождения как показано на рисунке 1.8, преобладающим являются диапазоны расстояний между трещинами 0,25-0,5 и 0,51-0,7 м составляющие соответственно 42,5 и 17,6 % от общего числа произведенных измерений.

изменяется в диапазоне от 1 мм до 20 мм [65]. На месторождении встречаются различные заполнители трещин, такие как гидроокислы, вода, воздух, нерудные карбонатные пленки и нерудные бурые гидроокислы.

Содержание класса отдельностей в массиве Рисунок 1.8 – Распределение классов отдельностей в массиве по основным системам гранулометрический состав взорванной горной массы в условиях уступной отбойки. Причем блочность массивов играет приоритетную роль [39,8,67].

практике взрывных работ чаще всего используется средний размер естественной отдельности d e, принимаемый равным среднему расстоянию между трещинами.

определяется количеством трещин, приходящихся на единицу длины 1м линейной базы измерения: М Т 1/ de [39,8].

месторождений на взрывное дробление горных пород и удельный расход ВВ, представленная в таблице 1.5, рассматривается в работе [39].

Таблица 1.5 – Зависимость удельного расхода ВВ от трещиноватости взрываемых массивов горных пород по данным типовых проектов БВР п/п (железистые кварциты) (железистые кварциты) (железистые кварциты) (железистые кварциты) (магнетиты, пироксениты) (железистые кварциты, гранито-гнейсы, габбро) Качканарский (пироксенит) 12- В графическом виде зависимость удельного расхода ВВ от среднего размера естественной отдельности по данным таблицы 1.5 представлена на рисунке 1. [39].

Рисунок 1.9 – Зависимость удельного расхода ВВ от осредненного размера блока в массиве по данным типовых проектов БВР железорудных карьеров Анализ обводненности буровзрывных скважин на карьерах Михайловского месторождения свидетельствует, что на верхних горизонтах, представленных окисленными кварцитами, в следствии большей интенсивности трещиноватости породного массива в верхней части происходит дренирование грунтовых и поверхностных вод в сторону откоса и поэтому они имеют меньшую обводненность по сравнению с ниже залегающими неокисленными кварцитами.

Так, в окисленных кварцитах средняя величина столбов воды в буровзрывных скважинах составляет 0,5-2м, а в неокисленных кварцитах они изменяются от 5,5 до 9 м. На блоках, где встречаются одновременно окисленные и неокисленные кварциты, столбы воды в буровзрывных скважинах в окисленных кварцитах меньше, чем в неокисленных. Так, на блоке 88к горизонта +90 - +75м в последнем ряду буровзрывных скважин на одинаковом расстоянии от бровки карьера в неокисленных кварцитах величина столбов воды в среднем составляет 7,9 м, а в окисленных 4,8м [30,65].

Обводненность массива в значительно степени влияет на механизм взрывного разрушения массива, что будет рассмотрено ниже.

1.2 Изменение механизма разрушения горных пород в зависимости от Известно, что при разрушении горных пород взрывом выделяют три основных фактора определяющих дробление горной массы: поле волны напряжений, квазистатическое действие газообразных продуктов детонации и соударение отдельностей. Роль каждого из приведенных факторов в процессе разрушения взрываемого блока определяется структурными особенностями строения массива и породы, слагающей его. Наличие в твердой среде трещин с различными заполняющими их материалами изменяет условия действия на нее основных разрушающих факторов [43,45,49]. Результат взрывного воздействия на блочные твердые среды зависит от сжимаемости заполняющего трещины материала, поскольку сжимаемость определяет прохождение волны напряжений через трещину и сопротивление уплотнению материала заполняющего трещины под действием газообразных продуктов детонации.

В совокупности процессов, из которых складывается механизм взрывного разрушения блочных сред, одним из главных является процесс распространения волн напряжений, вызванных взрывом заряда ВВ.

Важность роли волн напряжений объясняется тем, что скорость их распространения в среде больше скорости распространения разрушения и начальной скорости сдвижения блоков, т. е. они при распространении производят предразрушение среды [31].

Несмотря на значимость роли волн напряжений в разрушении взрывом твердых сред, нельзя забывать о действии газообразных продуктов детонации и факторе соударения отдельных кусков при взрыве.

В случае, когда заполнителем трещин является воздух, обладающий высокой сжимаемостью, материал разрушенного волной блока смещается беспрепятственно и соударяется с соседним блоком. Решающая роль в разрушении в данном случае принадлежит продуктам детонации.

Экспериментальными исследованиями А. Н. Ханукаева [49,84,85] доказано, что трещина шириной 2 мм, заполненная воздухом, снижает интенсивность напряжений в 25 раз по сравнению с монолитной средой.

В работе Э. И. Ефремова [31] рассматривается разрушение блочных гипсовых и песчано-цементных моделей. В проведенных экспериментах заполнителем трещин является воздух. На типичных осциллограммах напряжений представленных на рисунке 1.10, записанных пьезоэлектрическими датчиками, расположенными за трещиной, импульсы начинают нарастать через 60-80 мкс, что по времени соответствует соударению блоков. Напряжения от прямой волны сжатия при этом не наблюдается. Независимо от материала среды на осциллограммах, полученных с помощью пьезоэлектрических датчиков, расположенных перед трещиной, наблюдается два максимума. Первый максимум обусловлен волной напряжений и начинает нарастать через 5-10 мкс после взрыва, а второй – через 60-80 мкс и соответствует соударению отдельностей.

Рисунок 1.10 – Типичные осциллограммы напряжений в средах блочного строения до трещины (I), за трещиной (II), в песчано-цементных (а) и гипсовых На рисунке 1.11 показаны графики затухания максимальных значений напряжений, соответствующие описанному выше эксперименту, в прямой волне сжатия с увеличением относительного расстояния, которое определяется как:

где l - расстояние до рассматриваемой точки, м;

m - масса заряда, кг;

Рисунок 1.11 – Изменение амплитуды волны сжатия от взрыва заряда ВВ в блочных моделях с трещинами: 1 – песчано-цементная; 2 – гипсовая Как следует из рисунка 1.11, имеющиеся в среде трещины являются экраном для волн напряжений, распространяющихся от взрыва заряда ВВ. При переходе через трещину, расположенную на относительном расстоянии r 0,49, амплитуда прямой волны сжатия значительно уменьшается и при определенном соотношении между массой заряда, шириной трещины и расстоянием до границы блока практически равна нулю.

Передача энергии взрыва в среде, разбитой трещинами на блоки, осуществляется при выходе волны сжатия на свободную поверхность и последующем ударе раздробленным материалом блока, в котором размещался заряд ВВ, по первоначально неподвижному соседнему блоку [31]. Газообразные продукты взрыва, прорываясь за границы разрушаемого блока, увлекают за собой образующиеся куски, сообщая им дополнительную скорость и увеличивая эффект соударения. [31].

Подобные эксперименты были проведены в обводненных условиях [56].

Влияние воды сказывается на величине напряжений, возникающих в блоках за трещинами. Как показано на рисунке 1.12 в блоках за трещинами в обводненных условиях значения максимальных напряжений, вызванных прямой волной сжатия, приблизительно в 2-4 раза выше, чем при разрушении такой же модели в воздухе.

Это объясняется менее интенсивным затуханием волн напряжений в воде по сравнению с затуханием в воздухе.

Рисунок 1.12 – Напряжения, возникающие в блочных моделях за трещинами, при взрыве зарядов ВВ различной массы. 1,2 – в воде; 3,4 – в воздухе Таким образом, в обводненных блочных средах следует ожидать их более интенсивного дробления. Вместе с тем, экспериментальные исследования [56] показывают, что дробление моделей в обводненных условиях ухудшается, величина вновь образованной поверхности ниже, чем при разрушении моделей такими же зарядами в воздухе рисунок 1.13. И это несмотря на то, что напряжения в волне сжатия от взрыва заряда ВВ в обводненных средах выше, чем в сухих.

Рисунок 1.13 – Величина вновь образованной поверхности блочных моделей, разрушенных взрывом зарядов ВВ различной массы: 1 – в воздухе; 2 – в воде В проведенных экспериментах [56] определена работа дробления за счет действия каждого разрушающего фактора, и получено, что доля действия поля напряжений составляет в обводненных условиях 18,9 а в воздухе – 5%; доля квазистатического действия газообразных продуктов в общей работе дробления в обводненный условиях – 81,1 в воздухе 95%. Данный факт наблюдается при отсутствии значимых дефектов в блоках модели. Аналогичные результаты получены в работах В. М. Комира и Э. И. Ефремова [26,35].

Полученные результаты авторы объясняют тем, что в этом случае снижается участие газообразных продуктов детонации в дроблении обводненных блочных сред, прорывающихся за границы блоков, содержащих заряды. Условия работы газов ухудшаются, так как часть энергии продуктов взрыва расходуется на преодоление сопротивления воды - ее нагрев. Значительно снижается роль ударного взаимодействия как за счет ослабления действия газообразных продуктов взрыва, так и вследствие смягчения удара водяной прослойкой. В итоге интенсивность дробления моделей в воде уменьшилась [26,35].

Аналогичные результаты одной из серий эксперимента, представленные в таблице 1.6, получены в работе [35]. Определено влияние степени обводненности песчано-цементных моделей на их степень дробления.

Таблица 1.6 – Гранулометрический состав разрушенных моделей Масса модели до разрушения Данную закономерность В. М. Комир объясняет тем, что при взрыве зарядов в обводненных условиях волновое и квазистатическое воздействия разделяются во времени в микро- и миллисекундном диапазонах. Обводненность моделей уменьшает энергетические потери волны напряжений и увеличивает скорость распространения её фронта. Наличие воды в естественных трещинах затрудняет проникновение в них продуктов детонации и снижает скорость их движения. С удалением от заряда временной интервал между волновым и квазистатическим воздействиями возрастает, что способствует неравномерности дробления материала [35].

В работах [17,74] отмечается, что если обводненный блок является сильнотрещиноватым, то возможно улучшение дробления, так как заполняющая трещины вода задерживает газообразные продукты взрыва в массиве, увеличивая время их действия.

Как свидетельствуют данные работы Э. И. Ефремова [49] о величинах вновь образованной поверхности при взрывании трещиноватых сухих и обводненных модельных блоков приведенные в таблице 1.7, качество дробления обводненных блоков значительно выше сухих.

Таблица 1.7 – Характеристика образованной поверхности продуктов взрывного дробления обводненных и сухих моделей Номер Например, общий выход крупных фракций дробления свыше 50мм при взрывании сухих блоков составляет в среднем 17,2%, а в обводненных соответственно 12,7%. При взрывании обводненных блоков суммарная вновь образованная поверхность значительно выше. Наряду с замерами параметров дробления обводненных и сухих блоков регистрировали возникающие при взрыве напряжения, которые измерялись на различных расстояниях от центра заряда с помощью пьезоэлектрических датчиков. Зависимость изменения напряжений в фиксированных точках сухих и обводненных блоков представлены на рисунке 1.14. Анализ полученных результатов [49] показал, что в сходственных точках уровень напряжений при динамическом воздействии для трещиноватых обводненных блоков примерно 2 – 2,5 раза выше, чем для сухих трещиноватых.

Рисунок 1.14 – Изменение радиальных сжимающих напряжений на различных расстояниях в сухих (1) и обводненный (2) трещиноватых блоках При заполнении трещин сыпучим материалом, по мере смещения разрушенного блока, содержащего заряд ВВ, происходит уплотнение сыпучего материала. Таким образом, сыпучий заполнитель амортизирует удар образовавшихся кусков. На деформацию заполнителя расходуется энергия, которая должна была бы использоваться на разрушение за счет соударения кусков. И это приводит к снижению качества дробления твердых сред [25].

1.3 Анализ существующих методов учета структурных особенностей массива К настоящему времени проведено большое количество исследований действия взрыва в горных породах различной структуры. В данном направлении работали известные ученые: В. В. Адушкин, В. А. Белин, В. А. Боровиков, С. Д. Викторов, С. А. Гончаров, Э. И. Ефремов, В. М. Закалинсий, Н. Н. Казаков, В. М. Комир, В. А. Кузнецов, Б. Н. Кутузов, Ф. И. Кучерявый, В. Н. Мосинец, А. Н. Ханукаев и др., внесшие значительный вклад в теорию и практику взрывных работ при разработке месторождений полезных ископаемых. Существующие разработки позволяют определять параметры волн напряжений, на основе которых можно вычислить размеры зон разрушения и сформировать сетку скважин.

При заданном диаметре скважин, одним из важнейших параметров БВР, определяющих итог взрыва, является сетка скважин, она определяет равномерность распределения ВВ во взрываемом блоке и удельный расход ВВ. На изменение данного параметра, кроме характеристик ВВ, главным образом влияют структурные особенности массива, такие как направление трещин и других неоднородностей, их ширина и характер заполнителя.

Рассмотрим несколько наиболее известных подходов определения сетки расположения скважин. На практике в основном применяются эмпирические методики. Они не учитывают физику процесса разрушения, некоторых важных характеристик массива и ВВ, а также не учитывают зависимость механизма разрушения от структурных особенностей массива.

Так например, линия наименьшего сопротивления W для эмульсионных ВВ определяется по формуле Г. П. Демидюка [32,46]:

где d з - диаметр заряда, м;

k ВВ - коэффициент относительной работоспособности ВВ;

ВВ - плотность заряда, кг/м ;

q - удельный расход ВВ, кг/м.

Или другая известная зависимость для одиночных зарядов предложенная С. А. Давыдовым [55,76]:

где k т - коэффициент трещиноватости породы;

d з - диаметр заряда, м;

ВВ - плотность заряда, кг/м ;

k ВВ - коэффициент относительной работоспособности ВВ;

п - плотность породы, кг/м.

рекомендованная трестом «Союзвзрывпром» для одиночного скважинного заряда [80,81]:

где p - вместимость погонного метра скважины, кг/м;

q - удельный расход ВВ, кг/м.

Сетка скважин для изотропного массива определяется зависимостью [40,41]:

трансформируется в прямоугольную при взрывании анизотропных массивов с выраженной слоистостью или развитой системой трещиноватости.

Прямоугольная сетка скважин ориентируется длинной стороной по направлению слоистости или доминирующей системы трещин с точностью 0-150, в зависимости от согласованности с линией верхней бровки.

При этом значения a и b рассчитываются с учетом коэффициента сближения скважин [40,41, 80,81]:

где m - коэффициент сближения скважин.

Многие методики сводятся к расчету затухания волн напряжений с расстоянием от заряда. Размеры зон разрушения определяются из условия превышения динамических пределов прочности максимальными амплитудами волн напряжений. Формирование сетки скважин основывается на известном подходе сопряжения зон разрушения, что позволяет равномерно разместить заряд в массиве.

Существуют экспериментальные зависимости изменения напряжений с расстоянием от заряда [18], установленные на монолитных моделях для таких пород как диабаз, гранит, мрамор, известняк, сланец и которые рекомендуются для всех горных пород.

где П - плотность породы, кг/м ; СP - скорость распространения продольной волны, м/с;

r - расстояние до заданной точки, м;

rЗ - радиус заряда, м.

Последняя составляющая в приведенных зависимостях, представленная в виде дроби, является максимальной амплитудой массовой скорости смещения частиц.

В работе [88] отмечается, что показатель степени затухания скорости смещения частиц, равен 1,8-2.

Для сферических зарядов с удовлетворительным соблюдением законов геометрического подобия экспериментально установлены показатели степени затухания максимальной скорости смещения частиц, равные n=1,6-1,8 [2].

В породах с резко отличающимися акустическими жесткостями скорости смещений существенно отличаются друг от друга [83], что показано на рисунке 1.15.

Рисунок 1.15 – Графики зависимости скорости смещения удлиненных одиночных и групповых зарядов от расстояния в угле и известняке: 1 – известняк (групповые заряды); 2 – известняк (одиночные заряды); 3 – уголь (одиночные заряды) У пород с малой акустической жесткостью скорости смещений в ближней зоне больше, но радиальные напряжения меньше. Таким образом, свойства пород оказывают существенное влияние на параметры волны напряжений. На основании экспериментальных данных [83] получены зависимости для известняка представленные ниже.

Для одиночных удлиненных зарядов:

Для групповых удлиненных зарядов:

По экспериментальным данным максимальных значений напряжений, замеренным значениям плотности и скорости продольной волны [84,85] были вычислены значения максимальных скоростей смещения частиц за фронтом волны для зарядов тэна массой 2 и 4 г при взрыве в диабазе, граните, мраморе и известняке и по ним построен график, приведенный на рисунке 1.16.

vr max, м / с Рисунок 1.16 – Максимальные радиальные скорости смещения частиц в Кривая аппроксимирующая все экспериментальные точки на рисунке 1. может быть представлена зависимостью вида [84,85]:

где B1, B2, B3 - коэффициенты определяющиеся типом применяемого ВВ;

r - расстояние до заданной точки, м;

rЗ - радиус заряда, м.

В работе [13] максимальная амплитуда радиальной и тангенциальной составляющей волны напряжений в трещиноватых породах определяется коэффициентом ослабления:

где kОСЛ - коэффициент ослабления;

Коэффициент ослабления определяется суммарной толщиной трещин и коэффициентом пересчета [13]:

где - относительная суммарная толщина трещин, пересекаемая волной напряжений на расстоянии до рассматриваемой точки;

rЗ - радиус заряда, м.

ПЕР - коэффициент пересчета, зависящий от акустической жесткости породы и материала заполнителя [13]:

где - плотность породы, кг/м3;

СP - скорость распространения продольной волны, м/с;

З - плотность вещества заполняющего трещины, кг/м ;

CP З - скорость продольной волны в заполнителе, м/с.

содержащих большое число мелких трещин, можно учесть по увеличению коэффициента затухания амплитуды волны с расстоянием nТР по сравнению с коэффициентом затухания в монолитной породе [13]. Тогда максимальная радиальная составляющая волны определяется как:

где - плотность породы, кг/м3;

СP - скорость распространения продольной волны, м/с;

nТР - коэффициент затухания в блочном массиве;

r - расстояние до заданной точки, м;

rЗ - радиус заряда, м.

Коэффициент затухания волны напряжений в трещиноватой породе определяется как [13]:

где nМН - коэффициент затухания в монолитной породе.

В работе [43] растягивающие напряжения, возникающие непосредственно в отдельностях, предлагается вычислять по формуле:

где m - максимальная скорость смещения раздробленной отдельности, м/с;

d e - размер отдельности, м;

- коэффициент Пуассона;

E m - модуль упругости трещиноватого массива, Па;

r - расстояние от заряда до заданной точки, м.

Данная методика пригодна для использования в случае заполнения трещин воздухом и как следствие разрушения за счет действия газообразных продуктов детонации. При наличии в трещинах иных заполнителей, находящихся в жидкой или твердой фазе, основная доля разрушения будет происходить за счет действия волны напряжения, в этом случае применять данную методику нельзя.

В работах [50,51,83] радиальную составляющую волны напряжения, для монолитных массивов, предлагается определять по следующей зависимости:

где 0 - начальное давление на стенке скважины, Па;

- коэффициент Пуассона, r - расстояние до заданной точки, м;

rЗ - радиус заряда, м.

n - коэффициент затухания.

Для приближенной оценки коэффициента затухания напряжений (скорости смещения частиц) с расстоянием в твердых породах используется выражение [50,51,83]:

где коэффициент Пуассона.

Знак плюс соответствует зоне, в которой распространяется ударная волна, знак минус – зоне, в которой распространяется волна напряжений. В зоне пластических деформаций 0,5, поэтому n 3 ; в зоне упругих деформаций в зависимости от свойств породы 0,1 0,4, поэтому n 1,35 1,9 [83].

Из анализа физических явлений следует, что степень затухания является функцией формы заряда, свойств ВВ и породы [82,83].

В работе [51] параметры волны напряжений, распространяющейся в формулам.

Изменение напряжений в массиве с расстояние определяется аналогично предыдущему подходу по формуле (1.34).

Напряжение в наполнителе трещины на контакте с массивом [51]:

где k ПР 1 - коэффициент преломления волны напряжений из массива в вещество, заполняющее трещину [11,51]:

C Р ЗП C Р ЗП

где - плотность породы, кг/м3;

C P - скорость распространения продольной волны в породе, м/с;

ЗП - плотность вещества заполняющего трещины, кг/м ;

CP ЗП - скорость продольной волны в заполнителе, м/с.

аналогично [51]:

где - ширина трещины, м;

Напряжения в волне преломленной в массив определяется из следующей формулы:

где - коэффициент преломления волны напряжений из вещества, заполняющего трещину в массив.

C Р ЗП C Р ЗП

Зная приделы прочности, можно определить размеры зон разрушения образующихся в массиве.

В отличие от предыдущего данный подход, может быть использован при заполнении трещин веществом в твердой или жидкой фазе, когда в разрушении основную играют роль волны напряжений, распространяющиеся от заряда.

В случае заполнения трещин воздухом происходит экранирование волны напряжений распространяющихся от заряда, передача энергии осуществляется соударением отдельностей. Применять данную методику в этом случае не правомерно.

Как и выше приведенная, методика изложенная в работа [5,15] основана на волновом механизме разрушения, радиальная составляющая волны напряжений определяется следующим образом:

где Pф – напряжение, возникающее на контакте заряд-среда, Па;

Rоз - эффективный радиус, м;

r - расстояние до заданной точки, м;

rЗ - радиус заряда, м.

В работе [44] предлагается еще один вариант определения изменения рассматривается передача энергии за счет соударения отдельностей. Напряжение определяется следующим образом:

где v - скорость движения откольного куска, м/с;

- плотность породы, кг/м3;

- коэффициент Пуассона;

- размер отдельности, м;

Данная методика рассматривает только случай заполнения трещин воздухом и как следствие разрушения за счет соударения.

Зная закономерность изменения напряжений с расстоянием от заряда несложно определить радиус зон разрушения. Так, например, в работах [13,48] размеры зоны трещинообразования определяются из условия:

где max (rТР ) – максимальная амплитуда тангенциальной составляющей волны напряжений, Па;

– динамический предел прочности на растяжение, Па.

В некоторых исследованиях [2,3,39,58] сразу предлагаются зависимости для распространения волн напряжений.

В работе [2] размер зоны трещинообразования определяется соотношением:

где rЗ - радиус заряда, м;

РН - давление продуктов детонации, Па;

Р - предел прочности породы на растяжение, Па.

трещинообразования предложена в работе [58]:

где d З - диаметр заряда, м;

Р Ж - давление продуктов детонации, Па;

Р - предел прочности породы на одноосное растяжение, Па.

- модуль упругости, Па;

- коэффициент Пуассона;

- показатель изоэнтропы;

трещиноватости и других структурных характеристик массива на размеры зоны трещинообразования.

В соответствии с методикой [3] расчет радиусов зон трещинообразования в трещиноватых породах предлагается производить по формуле:

где RТ - радиус зоны трещинообразования в монолитном массиве, м;

K C - коэффициент структурного ослабления трещиноватого массива [3].

где RТ - радиус зоны трещинообразования в монолитном массиве [3], м;

lT - среднее расстояние между трещинами, м.

где RСМ - радиус зоны смятия [3], м;

PB - давление, развиваемое продуктами детонации, Па;

rЗ - радиус заряда, м;

- передел прочности породы на отрыв (либо срез), Па.

где d - диаметр заряда, м;

q - плотность ВВ в заряде, кг/м ;

D - скорость детонации применяемого ВВ, м/с;

СЖ - предел прочности породы на сжатие, Па.

Однако, данная методика не учитывает величину раскрытия трещин и вещество их заполняющее. Не учитывается ориентация и трещин и слоев пород.

В работе [39] не рассматривается влияние структурных особенностей на размеры зон дробления и трещинообразования. Говориться лишь о влиянии размера отдельности на зону межблочных подвижек, а зоны дробления и трещинообразования предлагается определять по следующим зависимостям:

где - плотность заряжания, кг/м3;

- относительная мощность (работоспособность) ВВ;

- коэффициент Пуассона горной породы;

[ р ] - предел прочности породы на растяжение, Па;

[ ] - предел прочности породы на сдвиг, Па.

В работах [20,21,22] рассматривается взрывное разрушение железистых кварцитов с учетом их слоистости. Основной упор автор делает на ориентацию слоев в пространстве. Предлагаются различные схемы обуривания уступа и коммутации зарядов на основе анализа расположения слоев. Однако не упоминается о влиянии слоистости на развитие зон разрушения и не приводится способ расчета сетки расположения скважинных зарядов.

Необходимо отметить, что существующие (теоретические) методики расчета зон разрушения, приведенные выше, учитывают лишь частные случаи, не рассматривая изменение механизма разрушение в зависимости от структуры массива.

Ни одна из приведенных методик не рассматривает методы расчета сетки скважин, которые учитывают слоистую структуру, характерную для месторождения железистых кварцитов Михайловского ГОКа.

Многие методики применимы только для монолитных и изотропных массивов. Так же ни одна методика не учитывает комплексно возможные механизмы разрушения.

1.4 Выводы по главе 1 и постановка задач исследований На основании проведенного анализа можно сформулировать следующие выводы:

прочностные характеристики. Пределы прочности на сжатие и растяжение могут значительно изменяться в зависимости от угла приложения нагрузки относительно ориентации слоистости.

Ориентация слоистости определяет степень затухание амплитуды волны напряжений и как следствие влияет на размеры зон разрушения.

Из анализа большого количества исследований проведенных различными учеными видно, что в зависимости от структуры массива значительно изменяется роль волны напряжений распространяющейся от заряда, газообразных продуктов взрыва и соударения кусков породы в процессе разрушения массива.

Существует достаточно большое количество методик расчета параметров БВР, которые основаны на различных подходах и учитывают различные особенности массива. Однако приведенные методики не учитывают влияние слоистости на размеры зон разрушения.

Таким образом, можно сформулировать следующие задачи исследований:

1. Аналитическая оценка размеров зоны трещинообразования при взрывном разрушении железистых кварцитов.

2. Определение влияния угла наклона слоистости на прочностные характеристики железистых кварцитов на примере Михайловского ГОКа.

3. Исследование влияния угла наклона слоистости на степень затухания волны напряжений.

4. Определение сетки скважин для слоистых массивов железистых кварцитов Михайловского месторождения.

ГЛАВА 2 МЕТОДИКА РАСЧЕТА РАЗМЕРОВ ЗОНЫ

ТРЕЩИНООБРАЗОВАНИЯ

2.1 Разрушение под действием волны напряжений Как было отмечено в первой главе, сетка расположения взрывных скважин является одни из наиболее важных параметров БВР при заданном диаметре заряда. В соответствии с анализом, проведенным в работе [39], в условиях многорядного короткозамедленного взрывания на уступах высотой 5 – 30 м наибольший объем взорванной массы 35-60%, в зависимости от трещиноватости и крепости массива, а так же от удельного расхода ВВ, приходится на зону трещинообразования. Это позволяет формировать сетку взрывных скважин на основе размеров этой зоны разрушения.

Рекомендуем определять данный параметр на основе метода совмещения зон разрушения [13,43,48].

Предлагаемый подход учитывает физику процесса и механизм взрывного разрушения горной породы в зависимости от структурных особенностей массива.

Расстояние между скважинами следует определять зависимостью [13,43,48]:

где rТР - радиус зоны трещинообразования, м;

Обычно размеры зоны трещинообразования rТР определяются из условия равенства максимальной амплитуды тангенциальной составляющей волны напряжений динамическому пределу прочности породы на отрыв [13,39,66]:

где max - максимальная амплитуда тангенциальной составляющей волны напряжений, - динамический предел прочности породы на отрыв.

Следовательно, для определения требуемого расположения скважин на прочности на растяжение с учетом структурных особенностей характерных для рассматриваемого блока.

Зона трещинообразования характеризуется образованием в естественном массиве под воздействием растягивающих напряжений единичных протяженных трещинообразование изменяются в пределах от 15 до 35 радиусов заряда [15,39,47,64].

Учитывая естественную трещиноватость массивов скальных горных пород и их блочную структуру, можно сделать вывод, что разрушение в зоне трещинообразования происходит необратимым раскрытием и прорастанием естественных трещин и сдвигом естественных отдельностей.

Когда трещины заполнены водой или материалом по упругости близкой к упругости породы, массив ведет себя подобно монолитному, и разрушения распространяющейся от заряда [60,43,49].

Если заполнителем трещины между блоками является воздух, то механизм разрушения определяется величиной их раскрытия [44,49].

В случае, когда ширина трещины между смежными блоками меньше или равна критической ширине КР, энергия волн напряжений может передаваться за счет деформирования блоков и смыкания трещин. Если ширина трещины между смежными блоками превышает критическую ширину КР, то передача энергии осуществляется за счет соударения кусков [49].

следующим образом [49]:

где 0 - начальное напряжение на стенке скважины;

r0 - начальный радиус зарядной полости;

l - расстояние от заряда до конца блока;

E - модуль упругости;

m - коэффициент затухания волны.

При взрыве ВВ в горной породе детонационная волна, распространяющаяся по заряду, преломляется в породу, образуя ударную волну, которая с расстоянием становится волной напряжений. Для определения изменения амплитуды волны напряжений с расстоянием необходимо определить давление в зарядной полости после детонации ВВ.

Начальное давление продуктов взрыва в зарядной камере определяется как:

где ВВ - плотность заряда ВВ, кг/м3;

D - скорость детонации ВВ, м/с;

- показатель политропы.

Показатель политропы определяется на основе работы [5] решением уравнения, предложенным Ландау и Станюковичем [79]:

конденсированных взрывчатых веществ при одних и тех же начальных плотностях следует, что b const : для 750 ВВ 1000 кг/м3 10 b 14 ; для 1000 ВВ 1250 кг/м 9,7 b 10 ; для 1250 ВВ 1700 кг/м 7,7 b 9,7. Из работы интервале плотностей 1000 ВВ 1700 кг/м3, A 0,76. Промежуточные значения A и b рассчитываются интерполяционным методом.

Напряжение на границе заряд-среда после преломления детонационной волны в горную породу вычисляется на основе решения задачи о распаде произвольного разрыва [5,15,18]. На поверхности разрыва должны выполняться граничные условия равенства давлений и массовых скоростей в обеих средах в окрестности границы [18].

В горной породе для промышленных ВВ реализуется процесс, при котором значение давления продуктов детонации могут лежать как выше рисунок 2.1 а, так и ниже значения ударной адиабаты горной породы рисунок 2.1 б [5,15].

Рисунок 2.1 – Преломление детонационной волны в окружающую среду 1 – ударная адиабата среды; А, В – состояния на фронте детонационной волны В первом случае для выполнения граничного условия равенства давлений и массовых скоростей частиц по обе стороны от границы раздела между ВВ и породой, по продуктам детонации будет распространяться волна разряжения, а в горной породе – ударная волна. В волне разрежения уменьшится давление, а скорость частиц в продуктах детонации увеличится на некоторую величину u.

Суммарная скорость частиц в продуктах детонации после распада разрыва составляет согласно [15,18]:

где u ф – массовая скорость частиц в горной породе, м/с;

u д – массовая скорость частиц продуктов детонации, м/с;

u – приращение массовой скорость частиц, м/с;

D - скорость детонации ВВ, м/с;

- показатель политропы;

Pф - давление на фронте ударной волны в горной, Па;

Pд - давление продуктов детонации, Па.

Во втором случае в продуктах детонации после преломления возникает волна вторичного сжатия, а в горной породе – ударная волна. В этом случае давление увеличиться, а скорость частиц уменьшиться на величину u [15,18]:

где u ф – массовая скорость частиц в горной породе, м/с;

u д – массовая скорость частиц продуктов детонации, м/с;

u – приращение массовой скорости частиц, м/с;

D - скорость детонации ВВ, м/с;

- показатель политропы;

ВВ – плотность ВВ, кг/м ;

Pф - давление на фронте ударной волны в горной, Па; Pд - давление продуктов детонации, Па.

Массовую скорость частиц горной породы можно получить из ударной адиабаты породы [5,15]:

где CV - скорость распространения волны объемного сжатия, м/с;

- плотность породы;

Pф - давление на фронте ударной волны в горной, Па.

Решая данные уравнения получаем значение начального давления на стенке взрывной полости Pд.

Скорость распространения волны объемного сжатия определяется как [5,15]:

где - коэффициент Пуассона;

CP - скорость распространения продольной волны в породе.

Приравняв скорости частиц в продуктах детонации и в горной породе, можно найти давление на фронте ударной волны в горной породе [5,15].

Возникающее на контакте заряд – среда напряжение распространяется в различные точки разрушаемой взрывом среды в соответствии с законом затухания характерным для данной породы, до появления на пути распространения трещины или другой границы раздела сред.

Изменение радиальной составляющей волны напряжений в массиве с расстоянием от заряда ВВ определяется по формуле [50,51,83]:

где Pд - давление на фронте ударной волны в горной породе;

r - расстояние до заданной точки, м;

rЗ - радиус заряда, м.

n - коэффициент степени затухания волны напряжений.

Как уже было упомянуто в первой главе, показатель степени затухания n разрушаемой горной породы определяется по формуле (1.34):

где коэффициент Пуассона.

В работе [18] коэффициент затухания волны напряжений на расстояниях от 12 Rоз до 150 Rоз для цилиндрического заряда рекомендуется принимать равным 1, для всех горных пород.

Из анализа физических явлений следует, что степень затухания является функцией формы заряда, свойств ВВ и породы [82,83,84,85].

Можно предположить, что в железистых кварцитах коэффициент затухания будет определяться расположением слоистости относительно направления распространения волны.

В работах [9,23,68,89] динамический коэффициент Пуассона определяется на основе скорости распространения продольной и поперечной волны:

где CP - скорость распространения продольной волны в горной породе, м/с;

CS - скорость распространения поперечной волны в горной породе, м/с.

Скорость распространения продольной волны в блочном массиве C p в направлении перпендикулярном плоскости трещин определяется по формуле[89]:

где Сp - скорость распространения продольной волны в монолитной среде, м/с;

l1 - среднее расстояние между трещинами, м;

l 2 - величина раскрытия трещин, м;

E1 - модуль упругости породы, Па;

E 2 - модуль упругости заполнителя трещин, Па.

В случае наличия в массиве систем трещин имеющих угол падения меньше 900 скорость распространения продольной волны определяется согласно [89]:

где Сp - скорость распространения продольной волны в монолитной среде, м/с;

Сp перпендикулярном к плоскости трещин, м/с;

- угол наклона системы трещин.

В работе [42] скорость распространения продольной волны в массиве предлагается определять по формуле:

где ВВ - плотность породы, кг/м3;

Еm - Модуль упругости трещиноватого массива, Па.

Известно что, модуль упругости блочного массива определяется по следующей зависимости [43,71]:

где E - модуль упругости отдельности, Па;

- величина раскрытия трещин, м;

d e - размер отдельности, м;

- безразмерная площадь контактов между отдельностями;

k - количество систем трещин;

- угол наклона системы трещин к направлению движения части отдельности, град.

Связь между максимальной радиальной и тангенциальной составляющими волны напряжений для цилиндрического заряда определяется как [50,51]:

где коэффициент Пуассона.

Таким образом, подставляя значения (2.10) в (2.16) можно рассчитать зависимость величины максимальных тангенциальных напряжений от расстояния.

Программа расчета представлена в Приложении А, а результаты, полученные для модельных образцов железистых кварцитов, представлены на рисунке 2.2.

Рисунок 2.2 – Зависимость величины максимальных напряжений от относительного расстояния в модельном блоке железистых кварцитов 2.2 Разрушение за счет квазистатического действия взрыва В случае, когда трещина заполнена воздухом и ее раскрытие превышает критическое, стенки трещины не смыкаются под действием упругих деформаций, волна напряжений экранируется. Разрушения происходит за счет соударения отдельностей под действием газообразных продуктов взрыва.

В случае разрушения за счет действия газообразных продуктов детонации для расчета размера зоны трещинообразования используется метод, предложенный Б. Н. Кутузовым [43] согласно которому, отдельность, в которой находится заряд взрывчатого вещества, под действием волны напряжений разрушается на части. В результате действия квазистатического давления продуктов детонации раздробленная отдельность приобретает некоторую радиальную скорость. По второму закону Ньютона, сила квазистатического действия продуктов детонации, равна силе инерции раздробленной отдельности, откуда [43]:

Радиальную скорость смещения раздробленной отдельности можно получить приближенно, если допустить, что увеличение диаметра зарядной полости на конец волнового воздействия взрыва незначительно. Сила квазистатического действия продуктов детонации может быть определена как FПД PS, а сила инерции раздробленной отдельности FИ m, тогда уравнение (2.17) примет вид [43]:

где P - среднее давление ПД в зарядной полости, Па;

S - площадь боковой поверхности заряда ВВ действующего на отдельность, м2;

m - масса отдельности, кг;

dv / dt - ускорения смещения частей раздробленной отдельности.

Среднее давление продуктов детонации в зарядной полости может быть посчитано, согласно формуле [43]:

где ВВ - плотность взрывчатого вещества, кг/м3;

D - скорость детонации ВВ, м/с.

геометрическими размерами скважины:

где d З - диаметр заряда, м;

d e - средний размер отдельности в массиве, м.

В нашем случае, аналогично работам [3,8,39,43], будем исходить из того, что массив состоит из отдельностей кубической формы. Средний размер отдельности выбирается как среднее арифметическое из расстояний между трещинами всех систем.

Масса отдельности разрушаемой волной напряжений определяется как:

Текущая радиальная скорость смещения раздробленной отдельности определяется после преобразования уравнения (2.18) с учетом (2.19,2.20,2.21) и интегрирования полученного выражения [43]:

Начальная скорость смещения частей отдельности может быть определена при условии, что продолжительность развития трещины от заряда до ближайшей границы отдельности не превышает продолжительности установленного среднего давления в зарядной полости [43]:

Это означает, что волна напряжений должна обеспечить прорастание трещины прежде, чем произойдет детонация всего заряда и начальная скорость будет максимальной. Условие (2.23) можно записать в развернутом виде [43]:

где CТ - скорость развития трещины, м/с.

Практически условие (2.24) можно выполнить изменением скорости детонации или диаметра заряда. С учетом того, что CT 0,4 CP [43,51] получим [43]:

условии t de / D :

где D - скорость детонации ВВ, м/с;

d е - размер отдельности, м.

расходуется на пластические деформации берегов естественных трещин в результате их сближения и истирания, а также упругие деформации или хрупкое разрушение отдельностей в массиве. В энергетическом виде это условие можно записать как [43]:

где Е ДР кинетическая энергия движущейся отдельности;

Е ДР энергия упругопластических деформаций рассматриваемого слоя.

Затраты энергии, необходимые для разрушения горных пород, являются функцией не только упругих, прочностных характеристик породы, условий нагружения, но и степени ее дробления.

Общая критическая энергия разрушения горных пород взрывом может быть определена на основе теории дробления, принятой в обогащении [50,51].

Согласно данной теории, при дроблении куба с ребром D соответственно объемом D3 до D3/2, D3/2 до D3/4 и так далее, затраты энергии дробления изменяются следующим образом: 2D3/2= D3; 4D3/4= D3; 8D3/8= D3; ….. nD3/n= D3 или суммарно: D3; 2D3; 4D3; 8D3; … nD3. В то же время число частиц меняется как 20, 21, 22, 24 … 2, то есть энергия дробления изменяется как показатель степени частиц и поэтому пропорциональна lg.

Суммарный расход энергии, затрачиваемый на дробление определенного объема горной породы в соответствии с теорией Кирпичева, определяется как [50,51,84,85]:

где a - коэффициент пропорциональности, Па;

V - объем разрушения, м.

Коэффициент пропорциональности характеризует удельную энергию разрушения горной породы, которая определяется видом разрушения. Между хрупкими и пластичными породами нельзя провести резкой грани, так как одна и та же порода в зависимости от рода и скорости приложения нагрузки может быть хрупкой или пластичной.

В реальных породах в процессе разрушения участвуют как хрупкие, так и пластические составляющие разрушения. В зависимости от типа породы, характера нагружения и различных внешних условий разрушения породы может быть с преобладанием либо хрупкого, либо пластического типа.

Коэффициент пропорциональности учитывает энергию, затрачиваемую на упругое и пластическое деформирование единицы объема горной породы, и определяется как [16,43,59,68]:

где E - модуль упругости разрушаемого объема горной породы, Па;

r - прочностная характеристика породы, Па.

Модуль упругости блочного массива определяется в соответствии с формулой (2.15).

Модуль упругости прямо пропорционален скорости распространения продольной волны [23]:

где пор плотность породы, кг/м3;

Сp скорость распространения продольной волны, м/с;

коэффициент Пуассона.

Согласно исследованию [43] объем разрушения будет определяться расстоянием от заряда до рассматриваемой точки и размером отдельности, в котором находится заряд:

где r - расстояние до рассматриваемой точки за пределами блока, в котором располагается заряд ( r de ), м;

d e - средний размер отдельности в массиве, м.

Схематически объем разрушения показан на рисунке 2.3 заштрихованной областью.

Кинетическая энергия, приобретаемая раздробленным блоком, в котором находится заряд, определяется как [43]:

где - плотность породы слагающей массив, кг/м3;

d e - средний размер отдельности в массиве, м;

vm - максимальная скорость движения разрушенной отдельности, м/с.

зависимость сжимающих напряжений от расстояния [43]:

отдельностях, могут быть вычислены по формуле [43]:

Таким образом, на основе уравнения (2.34) можно рассчитать зависимость величины максимальных тангенциальных напряжений от расстояния для блочного массива. Программа расчета представлена в Приложении Б, а результаты, полученные для массива железистых кварцитов ( d e 0,5 м, угол падения слоев и трещин 900), представлены на рисунке 2.4.

Рисунок 2.4 – Зависимость величины максимальных напряжений от расстояния в 2.3 Аналитическая оценка прочности массива Прочность на растяжение согласно теории Гриффитса равна [75]:

где – поверхностная энергия, Дж/м2;

E – модуль упругости, Па.

– длина характерного дефекта (трещины) для растягивающего напряжения, м.

При динамических нагрузках типа взрыва и удара прочность пород на сдвиг [57,69,13,73,78]. Это объясняется кратковременностью действия нагружения при взрывах и ударах по сравнению со статическим нагружением и определенной инерционностью разрушения горных пород во времени.

Разное влияние времени нагружения на прочность может быть связано с тем, что при больших временах нагружения трещины успевают прорасти до критического значения, после чего дальнейшее удлинение трещины не требует увеличения силы. При малых же временах нагружения трещины в образце не успевают прорасти до критического значения, в этом случае процесс происходит в области сильной зависимости длины трещины от величины прилагаемой нагрузки [69].

Иначе говоря, разрушение породы происходит не только в результате превышения амплитудой предела прочности породы, но и при определенном критическом времени действия этой нагрузки. Критическое время при взрыве будет зависеть как от физико-механических свойств породы, так и от параметров волны напряжений: максимальной амплитуды и длительности. Факт зависимости прочности от времени действия нагрузки так же отражен в кинетической теории прочности С. Н. Журкова [27,78].

Динамический предел прочности горных пород можно определить по динамического предела прочности на растяжение используем зависимость [13]:

где kд рсс - коэффициент динамичности;

стат - статический предел прочности на растяжение определенны в лабораторных условиях.

Коэффициент динамичности для монолитных пород, не затронутых процессом выветривания, определенный в работе В. А. Боровикова изменяется в диапазоне от 3 до 5,1. Полученные данные аппроксимируются линейной зависимостью вида [13]:

где - плотность породы, кг/м3;

C P - скорость распространения продольной волны в породе, м/с.

монолитных пород затронутых процессом выветривания изменяется в диапазоне от 1,72 до 3,5 и выражается зависимостью вида [13]:

где - плотность породы, кг/м3;

C P - скорость распространения продольной волны в породе, м/с.

Известно, что с увеличением размера образца горной породы повышается вероятность появления трещин большей длины. Кроме того, массив в зависимости от генезиса имеет определенную структуру и текстуру, разбит раскрытия, разные участки его имеют различную степень обводнености. Эти обстоятельства приводят к тому, что прочностные характеристики горных пород в образце и массиве имеют существенное отличие. Таким образом, прочность взрываемого на карьере блока будет значительно меньше прочности образцов определенной в лабораторный условиях. Данное явление обусловлено “масштабным эффектом”.

В работах А.Ф. Иоффе было установлено, что масштабный эффект существенно проявляется при деформировании материалов, склонных к хрупкому разрушению, и значительно менее выражен при испытаниях материалов, разрушающихся вязко.

Хрупкое разрушение возникает, как правило, при низких температурах, а так же при динамическом приложении растягивающих напряжений поперечно плоскости трещины. Для хрупкого разрушения типична острая, ветвящаяся трещина, которая распространяется с высокой скоростью и движение которой поддерживается за счет потребления накопленной в процессе деформирования потенциальной энергии деформации. Хрупкое разрушение требует малых затрат энергии и продолжается до тех пор, пока накопленная энергия деформаций достаточно для образования новых поверхностей разрушения [33].

Вязкое разрушение связанно с высокими температурами и происходит при малых скоростях деформаций. Оно реализуется в условиях как сжимающих, так и растягивающих внешних механических нагрузок. Вязкое разрушение сопровождается значительным пластическим деформированием и относительным скольжением двух областей среды. Для вязкого разрушения типична тупая, раскрывающаяся трещина, распространяющаяся с малой скоростью. Вязкое разрушение требует для своего развития значительных затрат энергии и характеризуется пластическим течением в условиях, когда касательное напряжение превышает предельное значение. В этом случае тело разделяется на части, ограниченные плоскостями сдвига [33].

Неокисленные железистые кварциты Коробковского месторождения являются упругими с преобладанием хрупкого разрушения породами, богатые руды и некоторые из окисленных кварцитов имеют тенденцию к пластическому поведению [24].

Прочность массива неокисленных железистых кварцитов Михайловского месторождения с учетом макродефектов определялась на основе вероятностностатистической модели предложенной в работе А. Н. Шашенко [87].

Количественная оценка отличия прочности массива от средней прочности породных образцов из которых он состоит, определяется коэффициентом структурного ослабления.

Обширные испытания по определению пределов прочности на растяжение образцов горных пород полуправильной формы стальными соосными клиньями для осадочных магнетических и метаморфических пород показали, что наиболее приемлемой статистической моделью для изменчивости прочности является логарифмически нормальное распределение [7].

Коэффициент структурного ослабления k c согласно логарифмически нормальному распределению прочности структурных элементов (образцов) [87] выражается через относительную вариацию прочности массива, которая отражает наличие макродефектов во взрываемом блоке, как:

где уровень значимости (вероятность рассматриваемого события) принимается равным 0,95 [87];

/ относительная вариация прочности массива.

Из данной зависимости следует, что при идеально однородной среде, когда относительная вариация прочности массива равна нулю, коэффициент структурного ослабления равен единице. В этом случае прочность массива совпадает с прочностью его структурных элементов (образцов) и достигает максимального значения. С увеличением относительной вариации, то есть с ростом степени неоднородности среды, коэффициент структурного ослабления уменьшается, уменьшая тем самым прочность массива. Данное соотношение вполне соответствует физической сути коэффициента структурного ослабления.

уравнения [87]:

где коэффициент вариации при лабораторном определении прочности образца (определен в третьей главе);

K1, K 2 - коэффициенты, зависящие от нарушенности массива [87].

где p уровень значимости (вероятность рассматриваемого события) принимается равным 0,95 [87];

d e - средний размер отдельности в массиве, м;

l 0 размер образца для лабораторного определения предела прочности, м;

f ( ) функция снижения прочности в зависимости от ориентации трещин аппроксимируется полиномом (2.42) с явно выраженным минимумом при угле наклона трещины в 350 [87].

Рисунок 2.5 – Функция снижения прочности в зависимости от угла наклона трещин обуславливающих блочность массива [87] Таким образом, динамическая прочность массива на растяжение будет определяться следующим образом:

где kд рсс - коэффициент динамичности (2.37,2.38);

kc - коэффициент структурного ослабления (2.39);

стат - статический предел прочности на растяжение образца определенный в лабораторных условиях.

Таким образом, определив предел прочности на растяжение можно рассчитать размеры зоны трещинообразования. Программа расчета посредством среды Matlab представлена в Приложении А и Б, а результаты расчетов на рисунках 2.6, 2,7.

До тех пор, пока тангенциальные напряжения превышают предел прочности, зона трещинообразования продолжает свое развитие. После снижения напряжений ниже предела прочности рост трещин прекращается. Размеры зон определяющих прочности на растяжение, и соответствующими кривыми напряжений, представленных на рисунках 2.6 и 2.7.

Как видно из рисунка 2.6 размер зоны трещинообразования в направлении простирания слоистости равен 4м, а в направлении перпендикулярном слоям 2,2м. Аналогичные результаты можно наблюдать на рисунке 2.7, размер зоны трещинообразования в направлении простирания слоистости равен 24 радиусам заряда, а в направлении перпендикулярном слоям 12 радиусам заряда.

Рисунок 2.6 – Схема определения размеров зон трещинообразования в блочном Рисунок 2.7 – Схема определения размеров зон трещинообразования в модельном Коэффициент степени затухания максимальной амплитуды волны напряжений в железистых кварцитах, может быть рассчитан на основе изменения скорости распространения продольной волны, которая определяется углом наклона слоистости относительно направления распространения волны.

Прочность массива железистых кварцитов будет определяться не только углом наклона слоистости, но и масштабным фактором, который будет зависеть от параметров блочности массива, а так же коэффициентом динамичности.

Рассчитаны изменения тангенциальных напряжений для массива и модели железистых кварцитов. Полученные значения в дальнейшем могут быть сопоставлены с результатами экспериментальных исследований описанных ниже.

Зоны трещинообразования в железистых кварцитах могут быть определены на основе рассчитанных значений пределов прочности и зависимостей максимальных тангенциальных напряжений от расстояния. Размер зоны трещинообразования в неокисленных железистых кварцитах вдоль слоистости примерно в 2 раза больше чем в направлении перпендикулярном слоистости. Для модели из железистого кварцита размер зоны трещинообразования вдоль слоистости равен 24 радиусам заряда, а в направлении перпендикулярном слоям 12 радиусам заряда. Аналогичные результаты получены для массива 4м и 2,2м соответственно.

ГЛАВА 3 ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ РАЗРУШЕНИЯ

ЖЕЛЕЗИСТЫХ КВАРЦИТОВ

3.1 Влияние структурных особенностей железистых кварцитов на их физикомеханические свойства Михайловского месторождения встречаются в различных источниках [30,65,77].

В кадастре физических свойств горных пород приведены различные физикомеханические характеристики с учетом расположения слоев [73]. Однако приводятся только свойства окисленных кварцитов. Прочность определена методом раскалывания пластин.

Значительных объем исследований показатели прочностных характеристик железистых кварцитов проведен НИИ ВИОГЕМ [30,65]. Прочность при растяжении изменяется от 9 до 36 МПа, а прочность при сжатии от 129 до МПа (таблица 3.1).

Таблица 3.1 – Показатели прочностных свойств основных минералогических разновидностей железистых кварцитов Михайловского месторождения Разновидность Магнетитгематитовый кварцит Гематитмагнетитовый кварцит железистых кварцитов. На основе проведенного в первой главе анализа обусловлено различным наклоном слоистости в испытуемых образцах. В характеристик.

Как указано в первой главе прочность горных пород зависит от скорости распространения звука в рассматриваемой породе. Поэтому, для различных распространения продольной волны.

Определение скоростей распространения звука в образцах железистого кварцита осуществлялось с помощью Ультразвукового дефектоскопа «Пульсар Рисунок 3.1). Характеристики данного измерительного прибора представлены ниже в таблице 3.1.

Рисунок 3.1 - Ультразвуковой дефектоскоп Пульсар - 1. Таблица 3.2 - Технические характеристики Пульсар – 1. Диапазон измерений времени распространения УЗ колебаний, мкс 5,0... Дискретность измерения времени распространения УЗ колебаний, мкс 0, Пределы допускаемой основной абсолютной погрешности измерения времени ±(0,01t + Габаритные размеры, мм Экспериментальные измерения скорости продольных волн в железистых кварцитах, представленные на рисунке 3.2, показали, что скорость уменьшается с увеличением угла наклона слоистости относительно направления распространения волны и достигает минимальных значений при 90.

Рисунок 3.2 – Зависимость скорости распространения продольной волны в Поскольку прочность является функцией скорости распространения продольной волны [19,23,52,89], то следует вывод, что согласно приведенным результатам измерений (рисунок 3.2), пределы прочности железистых кварцитов в значительной степени зависят от угла приложения нагрузки относительно слоистости.

Для определения влияния слоистости на прочностные свойства железистых кварцитов были проведены исследования по определению прочностных характеристик железистых кварцитов. Для этой цели изготовлены образцы кубической формы со средним размером ребра 35мм и подготовлены керны диаметром 42 0,5 мм различной длины, которые представлены на рисунке 3.3.

Изготовление осуществлялось с помощью камнерезной и шлифовальной машин.

Образцы имели различные углы наклона слоистости.

Рисунок 3.3 – Образцы железистых кварцитов, подготовленные для Исследования физико-механических свойств железистых кварцитов проводились в лаборатории физико-механических свойств и разрушения горных пород Научного центра геомеханики и проблем горного производства Горного университета. Предел прочности при одноосном растяжении, необходимый для расчета размеров зон трещинообразования при взрывном разрушении, определялся по методике, описанной в работах [36,37,38,62]. Данный подход позволяет определить не только прочность на растяжение, но и получить паспорт прочности образца.

сферическими инденторами и измерением размеров поверхностей отрыва и зон разрушенной породы на контакте с инденторами для последующего определения показателей паспорта прочности. Отличие от стандартной методики испытаний (ГОСТ 21153.3-58) состоит в дополнительном измерении зон разрушения пород на контакте с инденторами.

Минимальное главное нормальное напряжение равное растягивающему напряжению разрыва образца [36,37,62]:

где P разрушающая нагрузка;

F площадь поверхности отрыва.

Максимальное главное нормальное напряжение равное радиальному напряжению на поверхности большей из зон разрушенной породы [36,37,62]:

где P разрушающая нагрузка;

S площадь поверхности большей из зон разрушения породы.

Предельное сопротивление срезу (сцепление) при отсутствии нормальных напряжений[36,37]:

Коэффициент угла внутреннего трения [36,37]:

Условное сцепление [37]:

Коэффициент угла внутреннего трения соответствующий условному сцеплению [37]:

Величина предела прочности при одноосном сжатии [37]:

Предел прочности при одноосном растяжении определяется как [36,37,62]:

Коэффициент Пуассона равен [63]:

определения предела прочности при одноосном растяжении. На рисунке 3. представлены образцы после испытаний по данной методике, а на рисунках 3.5, 3.6, 3.7 приведены примеры паспорта прочности каждой разновидности железистых кварцитов.

Рисунок 3.4 - Образцы железистого кварцита после испытания Рисунок 3.5 – Паспорт прочности магнетит-гематитового кварцита Рисунок 3.6 – Паспорт прочности гематит-магнетитового кварцита Рисунок 3.7 – Паспорт прочности магнетитового кварцита В результате проведенных экспериментов установлена зависимость влияния угла наклона слоистости железистых кварцитов, на их предел прочности при растяжении, которая представлена на рисунке 3.8. Прочность уменьшается с увеличением угла наклона слоистости относительно направления растягивающих нагрузок и достигает минимальных значений при угле в 900. При растяжении вдоль слоев прочные слои воспринимают на себя часть нагрузки и увеличивают общую сопротивляемость породы.

Рисунок 3.8 – Зависимость предела прочности на растяжение от угла наклона Предел прочности железистых кварцитов на одноосное сжатие определялся методикой [37] описанной выше, в соответствии с ГОСТ 21153.2-84 и методом одноосного сжатия в стабилометре БВ-21, без боковых нагрузок.

Стабиломер позволяет определить прочностные и деформационные свойства горных пород до предела их прочности и за пределом. Запредельные характеристики позволяют оценивать сильно нарушенные блочные массивы горных пород. В результате испытания получены полные диаграммы деформирования для каждой разновидности железистого кварцита, которые представлены на рисунках 3.9, 3.10, 3.11.

Рисунок 3.9 – Диаграмма деформирования магнетит-гематитового кварцита Рисунок 3.10 – Диаграмма деформирования гематит-магнетитового кварцита Рисунок 3.11 – Диаграмма деформирования магнетитового кварцита Из полученных диаграмм деформирования видно, что остаточная прочность находится в районе 20-40 МПа.

В результате проведенных экспериментов установлена зависимость влияния угла наклона слоистости железистых кварцитов, на их предел прочности при сжатии, которая представлена на рисунке 3.12. Минимальная прочность железистых кварцитов соответствует диапазону углов наклона Полученные значения прочности на сжатие согласуются со значениями прочности слоистых пород полученных в работах [6,24,52,49].

Рисунок 3.12 – Зависимость предела прочности на сжатие от угла наклона Полученный результат можно объяснить следующим образом, при одноосном сжатии максимальные касательные напряжения достигаются в сечениях образца, ориентированных под углом 45 0 к направлению действия сжимающих нагрузок. В силу того, что предел прочности на сдвиг в 3–4 раза меньше такового на сжатие, то обеспечив совпадение максимальных касательных напряжений с плоскостью ослабления, потребуется воздействие минимально возможной нагрузки для разрушения образца. Как видно из образцов после их разрушения одноосным сжатием, представленных на рисунке 3.13, значительная часть разрушения происходит сдвигом по плоскости слоев.

Рисунок 3.13 – Образцы железистых кварцитов после испыатния на одноосное Как отмечается в работе [68] в слоистых породах наблюдаются различные значения модулей упругости параллельно и перпендикулярно к слоям. Для определения влияния ориентации слоистости железистых кварцитов на их модуль упругости использовались диаграммы деформирования, полученные при испытаниях в стабилометре, которые представлены на рисунках 3.9, 3.10, 3.11.

Модуль упругости так же определялся в соответствии с ГОСТ 24941-81, ГОСТ 28985-91.

представлены на рисунках 3.14, 3.15, 3.16.

Рисунок 3.14 – Диаграмма деформирования магнетит-гематитового кварцита Рисунок 3.15 – Диаграмма деформирования гематит-магнетитового кварцита Рисунок 3.16 – Диаграмма деформирования магнетитового кварцита На основе проведенных экспериментов установленно, что модуль упругости при действии нагрузки перпендикулярно слоистости превышает значения модуля упругости при приложении нагрузки в направлении параллельном слоистости.

Произведено определение плотности различных минералогической разновидности железистых кварцитов. Полученные результаты, представленные в таблице 3.3, сопоставимы с данными полученными иными исследователями.

Таблица 3.3 - Плотность железистых кварцитов Разновидность Среднее значение Коэффициент На основе проведенных экспериментов установлены средние значения физико-механических свойств неокисленных железистых кварцитов, которые приведены в таблице 3.4.

Таблица 3.4 – Физико-механические характеристики железистых кварцитов Модуль упругости, 104МПа Предел прочности при срезе (сцепление), МПа Условное сцепление при объемном сжатии, МПа Угол внутреннего трения град Примечание: в числителе представлены средние значения параметров по всем направлениям приложения нагрузки относительно слоистости, а в знаменателе в направлении параллельном и перпендикулярном слоистости соответственно.

3.2 Физическое моделирование натурных условий взрывного нагружения на модельных блоках из железистых кварцитов Для изучения влияния структурных особенностей массива (слоистости) на размеры зон измельчения, дробления и трещинообразования при взрыве колонковых зарядов ВВ был выполнен комплекс экспериментов на физических моделях из блоков железистых кварцитов Михайловского месторождения.

Широко применяемые в настоящее время на карьерах и горно-строительных объектах диагональные схемы взрывания с большими относительными расстояниями между одновременно взрываемыми зарядами (при динамическом коэффициенте сближения скважин m=2-6) нейтрализуют взаимодействие между смежными зарядами, что позволяет ограничиться экспериментальным изучением зон взрывного разрушения от одиночных колонковых зарядов [39].

Зоны разрушения определяются параметрами волны напряжений и прочностными характеристиками породы. Для количественной оценки параметров волн напряжений применялось физическое моделирование.

Для полного подобия процессов, возникающих при взрыве в горной породе, необходимо в первую очередь геометрическое подобие всех линейных размеров с масштабом, равным отношению радиусов заряда натуры и модели, эквивалентных по энергии взрыва. Выполнение кинематического и динамического подобия или равенство чисел гомохронности и Эйлера, а так же равенство чисел Фруда и Коши, характеризующих соответственно вес и упругость. Наконец, требуется соблюдение равенства коэффициентов Пуассона, предельных относительных деформаций, отношений прочностных характеристик к модулю упругости и среднего числа трещин.

Соблюдение всех приведенных выше критериев подобия одновременно практически невозможно, так как имеются определенные трудности при их реализации на моделях. В связи с этим целесообразно при исследовании различных явлений взрыва в горных породах общую задачу разделять на ряд частных задач, изучать отдельные явления, абстрагируясь от остальных.

При изучении закономерностей распространения волн напряжений и их воздействия на среду, следует отвлечься от явлений местного действия взрыва, что существенно сокращается число определяющих параметров. В результате останутся критерии подобия, характеризующие геометрическое и кинематическое подобия, равенство прочностных и упругих свойств сред и критерий Коши.

Наиболее трудным при этом являются выполнение подобия естественной и наведенной трещиноватости сред.

В число параметров определяющих взрыв ВВ в горной породе, включают величины, характеризующие заряд, зарядную камеру, условия взрывания, окружающую заряд горную породу, а также координаты пространства, время, ускорение свободного падения. К величинам, характеризующим заряд, относятся плотность ВВ ВВ, эквивалентный по энергии взрыва радиус заряда R экв оз. К величинам, характеризующим зарядную камеру, следует отнести ее размеры:

радиус Rскв и длину lскв скважины (шпура). К условиям взрыва – расстояние между зарядами a, длину l заб забойки и материал забойки, способ инициирования заряда, его конструкция. В данном случае принимается, что взрыв заряда ВВ производится без забойки с прямым инициированием.

К величинам, характеризующим окружающую заряд среду, относятся плотность среды 0, скорость распространения продольных С P и поперечных С s волн, модуль упругости E, коэффициент Пуассона, критические напряжения на сжатие сж, и растяжения рас, величины, определяющие трещиноватость породы (среднее число трещин n, средняя длина l тр, ширина bтр и глубина hтр ).

Параметры волны напряжений, будут определяться амплитудами напряжения, массовой скорости, смещение частиц среды u, временными параметрами (временем нарастания амплитуд до максимума продолжительностью положительной и отрицательной фаз, периодом колебаний T ), а также некоторыми другими параметрами, определяющими форму эпюры волн напряжений. К размерам зон разрушений отнести радиус котловой полости R0 (при камуфлетном взрыве) или радиус RВ и глубина воронки H В (при трещинообразования Rтр.

Из всех вышеназванных параметров, исключив пренебрегаемые, можно составить функциональную зависимость, преобразовав которую согласно Птеореме и взяв за основные величины радиус заряда Rоз и модуль упругости Е получим следующую критериальную зависимость [12,14]:

Здесь первые 4 симплекса являются критериями, вытекающими из условия геометрического подобия с характерным линейным размером, равным радиусу заряда, эквивалентного по энергии взрыва.

Остановимся на определении геометрического масштаба. Так как в лабораторных условиях применяется ВВ, отличное от ВВ, применяемого в геометрического подобия, основанный на энергетическом принципе, который формулируется так: параметры среды (давление, плотность и скорость частиц) при движении, вызванном взрывом ВВ, не изменяются, если масштабы длины и времени, которыми эти параметры измеряются, изменяются в то же число раз, что и радиусы зарядов, эквивалентных по энергии взрыва.