авторефераты диссертаций БЕСПЛАТНАЯ БИБЛИОТЕКА РОССИИ

КОНФЕРЕНЦИИ, КНИГИ, ПОСОБИЯ, НАУЧНЫЕ ИЗДАНИЯ

<< ГЛАВНАЯ
АГРОИНЖЕНЕРИЯ
АСТРОНОМИЯ
БЕЗОПАСНОСТЬ
БИОЛОГИЯ
ЗЕМЛЯ
ИНФОРМАТИКА
ИСКУССТВОВЕДЕНИЕ
ИСТОРИЯ
КУЛЬТУРОЛОГИЯ
МАШИНОСТРОЕНИЕ
МЕДИЦИНА
МЕТАЛЛУРГИЯ
МЕХАНИКА
ПЕДАГОГИКА
ПОЛИТИКА
ПРИБОРОСТРОЕНИЕ
ПРОДОВОЛЬСТВИЕ
ПСИХОЛОГИЯ
РАДИОТЕХНИКА
СЕЛЬСКОЕ ХОЗЯЙСТВО
СОЦИОЛОГИЯ
СТРОИТЕЛЬСТВО
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ
ТРАНСПОРТ
ФАРМАЦЕВТИКА
ФИЗИКА
ФИЗИОЛОГИЯ
ФИЛОЛОГИЯ
ФИЛОСОФИЯ
ХИМИЯ
ЭКОНОМИКА
ЭЛЕКТРОТЕХНИКА
ЭНЕРГЕТИКА
ЮРИСПРУДЕНЦИЯ
ЯЗЫКОЗНАНИЕ
РАЗНОЕ
КОНТАКТЫ


Pages:     | 1 | 2 || 4 | 5 |   ...   | 7 |

«Академия строительства Украины и отраслевое отделение «Строительство шахт, рудников и подземных сооружений» Научно-технический центр «Шахтострой» ОАО ГХК ...»

-- [ Страница 3 ] --

Предварительное водоподавление в трещиноватых закарстованных, и трещиновато-пористых обводненных породах, а также зонах тектонических разрывов при строительстве вертикальных и наклонных стволов через наклонно-направленные скважины, пробуренные с поверхности земли или горных выработок, успешно выполнено более чем на 120 объектах в Донбассе и других регионах.

Ликвидация остаточных водопритоков и прорывов подземных вод при проходке стволов осуществляется через наклонно направленные скважины с проходческого полка или из забоя ствола через породный целик и бетонную подушку. Такие работы успешно выполнены при проходке стволов шахт «Холодная балка», «Глубо кая», им. Поченкова и др. Так при проходке вентиляционного ство ла шахты «Холодная балка» были пересечены 4 водоносных из вестняка в интервале глубин от 25 до 160 м с суммарным водопри током 35 м3/ч. Ликвидация водопритока выполнена поинтервально через наклонно-направленные скважины. После завершения работ водоприток в ствол снижен до норм СНиП.

Многобразие разработанных технологических схем и рецеп тур глиноцементных и других тампонажных растворов позволяют выполнять работы по изменению геомеханических характеристик несвязных и плывунных пород и укреплению горного массива. Ме тодика и технология таких работ реализована на вертикальных и наклонных стволах шахт Западная Капитальная, Обуховская За падная и др., при укреплении оснований и сооружений в г. г. Сева стополе, Никополе, Стаханове, а также в гидротехническом строи тельстве при укреплении и гидроизоляции плотин хвостохранилищ ЦОФ Ворошиловградская, Белореченская, Нерюнгринская, Нико польском ферросплавном заводе.

Так при проходке вентиляционного ствола № 7 на шахте «Обуховская Западная» в интервале глубин 18-25 м на границе с покровными отложениями был пересечен слой разрушенного до состояния щебня обводненного алевролита с водопритоком 20 м3/ч.

В связи с обрушением боковых пород произошло разуплотнение массива покровных отложений, которое достигло поверхности зем ли и привело к деформациям фундаментов проходческого копра.

Ликвидация аварийной ситуации осуществлялась с поверхности земли через 8 скважин путем инъектирования глиноцементного раствора в покровные отложения и зону контакта. В результате вы полнения работ ликвидирован водоприток в ствол, проведено укре пление и стабилизация нарушенного массива покровных отложе ний;

деформации фундаментов полностью прекратились.

Для предупреждения суффозии и укрепления массива на кон такте коренных пород и покровных отложений разработана мето дика, основанная на создании искусственного водоупорного слоя, которая успешно реализована на ряде объектов, наиболее характер ным из которых является шахта Садкинская, где при проходке на клонных стволов было выполнено укрепление зон контактов, пре дупреждение оплывания боковых пород и предварительное водо подавление. Например, при проходке главного наклонного ствола до глубины по оси 80 м под неогеновыми песками мощностью до 25 м вскрыт слой разрушенного до состояния щебня водоносного песчаника с водопритоком до 30 м3/ч. Для предупреждения проры вов тампонажного раствора на поверхность и укрепления массива было выполнено создание искусственного водоупорного слоя це ментным раствором через скважины, пробуренные с поверхности земли, после чего выполнен тампонаж водоносного песчаника. Вы полненные работы позволили предупредить поступление плывуна в ствол, укрепить контакт покровных отложений и коренных пород и ликвидировать водоприток из данного интервала.

Эффективность работ по предупреждению и ликвидации сложных и аварийных ситуаций зависит от достоверности и полно ты анализа горно-геологических условий объекта, выбора и реали зации наиболее эффективной методики и технологии работ. Как видно из приведенных выше примеров, комплексный метод тампо нажа позволяет предупредить и ликвидировать сложные и аварий ные ситуации практически в любых горно-геологических условиях.

Литература 1. Комплексний метод тампонаж при строительстве шахт. / Кипко Э.Я., Должиков П.Н. и др. Учебн. пособие. 2-е изд., перераб.

и доп. – Днепропетровск: Национальный горный университет. 2004. – 367 с.

УДК 622.235:622. Гречихин Л.И., д.ф-м.н., проф.

( Минский государственный высший колледж, г. Минск, Беларусь) Рублева О.И., асп.

(Донецкий национальный технический университет, Украина) ВЗРЫВНЫЕ ТЕХНОЛОГИИ В ШАХТНОМ СТРОИТЕЛЬСТВЕ 1. Введение Взрывные технологии широко используются в шахтном и под земном строительстве [1], в том числе при возведении набрызгбе тонной крепи взрывным способом [2]. Применение взрывных работ в строительстве шахт и тоннелей остро ставит задачу компьютер ного моделирования взрывных строительных технологий. С целью оптимального использования взрывчатых веществ для получения максимального эффекта необходимо, прежде всего, разработать физико-математическое обоснование взрывных технологий. Что касается взрывной технологии набрызгбетонной крепи, то первая достаточно удачная попытка научного обоснования такой техноло гии с хорошим экспериментальным подтверждением была осуще ствлена в работах [3-5]. Предстоит разработать теоретическое обоснование проходки шахтных стволов с использованием взрыв ных технологий. В этом случае взрыв заряда взрывчатого вещества (ВВ) приводит к образованию воронок и растрескиванию массива скальных и твердоглиняных пород. Степень разрушения определя ется следующими параметрами:

- величиной энергии связи между частицами подрываемой гор ной породы;

- количеством и энергией взрываемого ВВ;

- глубиной заложения ВВ;

- геометрией сформировавшейся ударной волны.

Ниже подробно рассмотрим, как эти параметры влияют на ре зультат действия ВВ.

2. Физико-механические свойства подрываемого материала Известно [6], что самые распространенные сложные горные породы (гранит, гнейсы) содержат кристаллы кварца, полевого шпата и слюды. В состав полевых шпатов кроме оксида кремния и алюминия входят еще и оксиды калия, натрия и кальция. Обычный полевой шпат содержит оксид калия (К2О·Аl2О3·SiО2) и известен под названием ортоклаз. Ортоклаз, разлагаясь под воздействием воды, превращается в алюмосиликат известный под названием као лин (Аl2О3·2SiО2·Н2О). Чистый каолин встречается сравнительно редко и содержится в связанном состоянии в горных породах и в различных глинах, составляя их основу. Чтобы определить механи ческие свойства различных глин и горных пород, необходимо вы яснить структуру каждой из молекул, входящих в каолин, какие они образуют кластерные структуры и как эти кластерные структу ры взаимодействуют друг с другом.

Строение молекул, кластеров и кластерных образований Аl2О3. Образование молекулы Al2O3 обусловлено взаимодействием атома кислорода с двумя радикалами AlO. Результирующая энергия связи частиц в молекуле Al2O3 определяется диполь-дипольным взаимодействием и ковалентной связью между радикалами AlO и взаимодействием атома кислорода с двумя радикалами AlO кова лентной и долей ионной связями. Энергия диполь-дипольного взаимодействия между радикалами AlO будет наибольшей, когда электрические диполи этих молекул расположатся последовательно друг за другом. При таком расположении молекул AlO их энергия диполь-дипольного взаимодействия равна 0,669 эВ, а при парал лельном расположении только 0,477 эВ. Ковалентная связь состав ляет 0,270 эВ. Атом кислорода с двумя молекулами AlO обладает ковалентной связью 0,279 эВ и долей ионной связи 5,70 эВ. Следо вательно, результирующая энергия образования молекулы Al2O составляет ~ 6,92 эВ, а энергия разрыва связи атома кислорода с двумя молекулами AlO (2 AlO — О) — 5,97 эВ. Для изолированной молекулы Al2O3 дипольный электрический момент составляет 6, D. Энергия ионизации равна 9,5 эВ [7].

Результирующая энергии связи для молекулы Al2O3 составляет 9,513 эВ. Размеры молекулы 3,634Х4,090. Такое расположение атомов в молекуле Al2O3 обусловлено минимумом потенциальной энергии взаимодействия исходных атомарных структур.

Молекулы глинозема, обладая большим значением электриче ского дипольного момента, в конденсированном состоянии обра зуют различные конфигурации. Известны три модификации кри сталлического состояния глинозема -, - и – Al2O3 [8].

- Al2O3 – это кристалл корунда. Он имеет размер 4,75 … 12,97 с мольным числом 6. С учетом энергии расталкивания би нарное взаимодействие ближайших частиц в горизонтальном на правлении составляет 0,176 эВ. В вертикальном направлении с уче том принципа суперпозиции электрических полей бинарное взаи модействие составляет 0,734 эВ. Результирующая энергия связи частиц в кластере равна 2,173 эВ. В среднем на одну молекулу Al2O3 приходится 0,306 эВ. Средняя температура, при которой произойдет разрушение кластерного образования, т.е. плавление, равна 2366 К. Экспериментальное значение температуры плавления – 2323 К [8], что, в пределах ошибки, равной 1,5…2,0%, совпадает с теоретически найденным значением.

-Al2O3 представляет собой тригональную систему размером 5,56…22,55 с мольным числом 12. Энергия связи частиц в такой структуре слабая вследствие большого удаления частиц друг от друга. Практического интереса такая модификация не представля ет, так как она разрушается при сравнительно низких температурах.

-модификация Al2O3 обладает кубической структурой разме ром 7,895 с мольным числом 8. Это объемоцентрированная структура. Энергия связи бинарного взаимодействия в горизон тальной плоскости 0,0766 эВ, а в вертикальной плоскости – 0, эВ. Результирующая энергия связи молекул в кластере 0,828 эВ со средней энергией связи на одну молекулу 0,138 эВ. Разрыв такой связи происходит при 1070 К. При этой температуре – Al2O3 рас падается и начинает формироваться – модификация. Размер ос новного кластера в -модификации ~ 1,09 нм. В период образова ния гранитных пород на Земле температура была выше 1070 К и поэтому глинозем пребывал в виде -модификации.

Межкластерное взаимодействие -модификации в горизон тальной плоскости составляет 0,673 эВ, а в вертикальном направле нии – 0,307 эВ. Средняя энергия связи кластеров в решеточной структуре составляет 3,306 эВ. Межкластерное взаимодействие превосходит межмолекулярное внутри кластера. Это приводит к тому, что с ростом температуры распадаются вначале кластеры, а затем места спайности между кластерами. Например, по мере по вышения температуры кластерная решеточная структура, сформи рованная в -модификации, остается, а происходит перестройка структуры кластера в -модификацию.

Строение молекул, кластеров и кластерных образований SiO2.

В молекуле SiO2 взаимодействие атома кислорода с радикалом SiO определяется ковалентной и ионной связями. Средний ковалентный радиус молекулы SiO2 равен ~ 1,49. Тогда для ковалентной связи получаем значение 0,743 эВ. Доля ионной связи была определена по методу Ч. Коулсона [9] и равна 71%. Следовательно, энергия ионной связи имеет значение 4,898 эВ. Результирующая энергия разрыва связи О – SiO 5,64 эВ, а экспериментальное значение -5, эВ [7]. По значению доли ионной связи системы О – SiO и среднего межядерного удаления 2,09 получаем дипольный электрический момент: 8,465 D. Угол между связями кислорода изменяется от до 1600 с наиболее вероятным значением 1440 [10]. На основании закона косинусов результирующее значение электрического ди польного момента SiO2 для наиболее вероятного значения угла ме жду связями 1440 атомов кислорода равно 6,236 D. Энергия иони зации SiO2 11,7 эВ [7].

В зависимости от взаимного расположения электрических ди польных моментов молекул SiO2 кремнезем может пребывать в и -состояниях. В -состоянии кремнезем представляет собой кварц. В природе кристаллы кварца встречаются редко. Преимуще ственно кремнеземное стекло (кварцевый песок) пребывает в виде -состоянии, которое представляет собой гексагональную структу ру размером 4,913…5,405 [8]. Центральная молекула взаимодей ствует с 6-ю молекулами как в горизонтальном так и в вертикаль ном направлениях соответственно на удалениях 4, 913 и 3,917.

При таких расстояниях для наиболее вероятного угла между связя ми атомов кислорода 1440 с учетом структуры в вертикальном на правлении Ерез. = 0,006 + 0,384 = 0,390 эВ, а в горизонтальном направлении Ерез. = 0,001 + 0,205 = 0,206 эВ. Результирующая энергия связи частиц в таком кластере, т.е. энергия образования кластера 3,576 эВ. Получается, что при температуре 13200 С такой кластер начнет распадаться в горизонтальном направлении. При угле между связями атомов кислорода 1300 результирующая энер гия связи равна 4,024 эВ и распадаться кластер в горизонтальном направлении будет уже при температуре 16800 С.

При температуре распада кластеров естественного кремнезема происходит фазовый переход второго рода с превращением в со стояние кварца. В разных источниках такая температура оценива ется 17280, 16100 и 14700 С. Наиболее вероятное значение, надо по лагать, соответствует 14700 С. При такой температуре наиболее ве роятное значение угла между связями атомов кислорода в SiO2 со ответствует не 1440, а 1380, т.е. распределение этих углов не рав новероятное. Отсюда следует, что по мере остывания планеты Зем ля вна-чале формируется кремнезем, а затем глинозем в модификациях. После того как сформировалась кластерная струк тура кремнезема внутри межкластерных пустот возникают класте ры глинозема, т.к. пористая структура кремнезема полностью за полнена отдельными молекулами глинозема.

Молекулярные кластеры представляют собой макромолекулы, в которых ковалентная и ионная связи между ними пренебрежимо малы вследствие их больших размеров. Поэтому для большинства веществ со значительным встроенным ди польным электрическим моментом связь ме жду кластерами определяется в основном электрон-дипольным и диполь-дипольным взаимодействием с формированием ионного кристалла.

Кристаллический кварц (-SiO2) форми руется межкластерным взаимодействием, как Рис. 1. Кластерная это происходит в ионном кристалле. Распо решеточная ложение кластеров кремнезема в горизон структура кварце- тальном направлении показано на рис. 1. Би вого стекла. Точ- нарная связь в горизонтальном направлении ками и крестика составляет 0,355 эВ, а в вертикальном на ми отмечены на правлении 0,879 эВ. В результате кластерная правления ди польных электри- решеточная структура в горизонтальном на правлении будет распадаться при температу ческих моментов ре 11000С, а в вертикальном направлении – при температуре 31000С. Межкластерные пустоты также столбооб разные, но представляют собой чередующиеся ромбоэдрические пирамиды размером у основания 7,08 с усеченными вершинами размером 4,26. Если заполнить такие столбообразные пустоты другими атомами, молекулами или кластерами, то кремнеземное стекло резко улучшит свои механические качества.

При заполнении пустот кремнезема кластерами глинозема со отношение молекул этих веществ составляет 0,5, т.е. на две моле кулы кремнезема приходится одна молекула глинозема. Кластер глинозема, находясь в межкластерной пустоте кремнезема, одно временно взаимодействует с восемью кластерами этого вещества.

Исходя из решеточной кластерной структуры кремнезема, диполь дипольное взаимодействие взаимно компенсируется, а ионная связь и связь электрон-диполь вносят вклад в результирующую энергию связи в кластерную решеточную структуру кварцевого стекла. Ис ходные данные для расчета энергии ионизации молекулярных кла стеров кремнезема и глинозема приведены в табл. 1. Так как волно вые функции молекулярных структур аппроксимировались S состоянием в водородоподобном приближении, то результат рас пределения электронной плотности валентного электрона резуль тирующего кластера получен аналогично, как это было выполнено для атомарных кластерных структур в [7]. Полученные распределе ния электронной плотности валентного электрона кластерных структур для -SiO2 и -Al2O3 приведены на рис. 2.

Взаимодействие кластера -Al2O3 с кластерной решеточ ной структурой -SiO2. Этот тип взаимодействия обусловлен только связями валентного электрона кластера -Al2O3 с диполем молекулы -SiO2, а также кластера -SiO2 с диполем молекулы Al2O3. В обоих случаях результирующая энергия связи формирует ся шестнадцатью парами. Бинарное взаимодействие в горизонталь ном направлении составляет Ее-д=0,101+0,106=0,207эВ, а результи рующее значение на один кластер -Al2O3 - 3,312 эВ.

В вертикальном направлении взаимодействуют только класте ры -Al2O3 друг с другом. При этом включаются взаимодействия типа электрон-диполь (0,107 эВ) и диполь-диполь (0,156 эВ). Ре зультирующее бинарное взаимодействие составит 0,263 эВ, а результирующая энергия связи на один кластер составит 2,104 эВ.

Общая энергия связи на один кластер глинозема составляет 5, эВ.

По мере разогрева каолина вначале разрушается связь класте ров глинозема с кластерной решеточной структурой кремнезема в горизонтальном направлении при температуре 2400 К, а затем столбообразные нити из кластеров глинозема в вертикальном на правлении при температуре 3050 К. Следовательно, для гранитных пород температура плавления не имеет четкой границы. Полное разрушение твердого тела происходит при температуре 3050 К. По этому при рассмотрении процесса разрушения гранитных пород следует учитывать максимальное значение энергии связи между частицами в вертикальном направлении, т.е. бинарную связь между кластерами глинозема в кластерной решеточной структуре кремне зема.

Таблица Исходные данные для расчета кластерных молекулярных структур и межкластерная энергия связи Межкластерная энер Параметры молекулярных и кла- гия связи -Al2O3 с стерных структур SiO2 в горизонталь Веще- ном и вертикальном ство направлениях, эВ Сред- Энергия Ради- Энер- Элек- Ди- Резуль ний ра- иониза- ус гия ио- трон- поль- ти диус ции мо- кла- низа- ди- ди- рую моле- лекулы, стера, ции поль поль щая кулы, эВ кла стера, эВ -SiO2 3,354 11,7 10,06 11,62 0,101 0,106 0, - 3,32 X 9,5 9,96 X 9,37 0,107 0,156 0, Al2O3 6,48 19, Iотн 1, Потенциал бинар 2 0, ного взаимодействия 0,6 между кластерами гли нозема в кластерной 0, решеточной структуре 0, кремнезема. Потенциал,эВ 14,0 взаимодействия в этом 13,0 12,0 11,0 10,0 9, случае представляется в Рис. 2. Распределение электронной виде плотности валентного электрона 1 – в кластере -SiO2 и 2 – в кластере -Al2O ep э 2 pэ (1) U ( R) = +, 4 ( R + R1 ) 2 4 ( R + R2 ) где R1 и R2 – расстояние между кластером и молекулой и между молекулами внутри кластера соответственно;

рэ – дипольный элек трический момент молекулы Al2O3, е – заряд электрона;

R – рас стояние между кластерами в процессе деформации.

Потенциал, определяемый по формуле (1), соответствует рас стоянию больше равновесного. Потенциал меньше равновесного расстояния следует аппроксимировать формулой Морза [12] с уче том того, что потенциал вида (1) на равновесном расстоянии дол жен сшиваться с формулой Морза. Тогда U ( R ) = De [1 exp( ( R R0 ))] De.

(2) 1 k M Здесь и в свою очередь основная частота e = = 2 e 2 M 2 De gradU ( R ) колебания кластера, - коэффициент упругости, а М – k= R R масса кластера, De – энергия свя зи бинарного взаимодействия Eсв, эВ 13.3 R, 13.1 кластеров -Al2O3. Результирую 13. щий потенциал бинарного взаи модействия кластеров -Al2O3 в Т = 298 К l/l = 1,2 % вертикальном направлении при 0.1 веден на рис. 3. Пунктиром на рис. 3 отмечен уровень энергии колебания кластера -Al2O3 при температуре 298 К. Этот уровень 0. энергии соответствует относи тельной деформации растяжения Рис. 3. Потенциал взаимодейст l/l равной 1,2 %. При такой де вия кластеров -Al2O3 в верти формации гранитные породы кальном направлении в соот полностью разрушаются.

ветствии с рис. Для правой ветви результи рующего потенциала бинарного взаимодействия кластеров -Al2O модуль Юнга равен [11]:

2U ( R) E=, (3) 21,21R0 д где д – относительное изменение расстояния между кластерами.

На основании (3) модуль Юнга в горизонтальном направлении составляет 2,2 · 1010 Па, а в вертикальном направлении 3,76 · Па. Полученное значение модуля Юнга относится к сжатию. Вели чина относительной деформации, которой соответствует энергия связи, равная энергии колебательного движения в нормальных ус ловиях, равна 4,65 · 10-4.

На основании закона Гука давление, при котором произойдет разрыв бинарной связи между кластерами Аl 2 O3 в процессе сжа тия, равно (4) Pкр = E д В результате в горизонтальном направлении критическое дав ление составляет 1,02 · 107 Па, а в вертикальном направлении - 1, · 106 Па. Если подействовать на горную породу давлением боль шим, чем критическое, то порода будет разрушена. Давления большие критического 1,75 · 106 Па получают путем подрыва взрывчатого вещества (ВВ).

Параметры взрыва ВВ. Рассмотрим конкретно ВВ аммонал скальный № 1 прессованный. Плотность этого ВВ = 1430… кг/м3, теплота взрыва Q = 5,4·106 Дж/кг, масса патрона m = 0,4 кг.

При взрыве такого ВВ реализуется давление (5) P = Q = (7,72...8,53) 10 9 Па.

Давление взрыва превосходит критическое. Это значит, что в процессе взрыва такого ВВ скальные породы должны разрушаться.

Для определения массы скальной породы, которая будет полностью разрушена одним патроном ВВ, воспользуемся законом сохранения энергии. Общая энергия, выделившаяся при взрыве одного патрона, равна (6) W = Qm = 5,4 106 0,4 = 2,2 106 Дж.

Такой величины энергии достаточно, чтобы разрушить сле дующее количество бинарных связей 2,2 Qm N= = = 5,2 1025. (7) Eсв 0,263 1,6 Общее количество свободных кластеров -Al2O3, которые ока жутся свободными, составит 2 · 8,5 · 1025 = 17 · 1025. Такое количе ство кластеров -Al2O3 занимают объем (8) V = 2 N (2rкл. ) 2 Lкл. 0,80 м3, где Lкл. – длина кластера.

При сферически симметричном разрушении радиус разрушения составит 3V Rр = 3 = 0,58 м. (9) Разного рода глины представляют собой каолин, который на сыщен водой. Химическая формула имеет вид [6] Al2O3 ·2 SiO2 · Н2О. В глинах каолин имеет нитиевидную структуру. Между нитя ми каолина находится вода. Разрушение глиняных пластов в конеч ном итоге обусловлено разрушением бинарной связи между кла стерами глинозема. Количество каолина в глинах в единице объема разное и определяется как наличием различных примесей, так и ко личеством воды, содержащейся в глине. Поэтому формулу (8) сле дует представить в виде 2 N 2 (2rкл ) 2 Lкл (10) V=.

N Исходя из формулы глины количество кластеров глинозема в единице объема в два раза меньше, чем при полном заполнении пустот в решеточной структуре кремнезема. Поэтому на основании (10) объем глины, который будет выброшен при взрыве патрона, составит 1,60 м3, а радиус разрушения будет 0,72 м.

Если проходка ствола происходит под водой, то гидростатиче ским давлением водяного столба можно пренебречь, а в процессе деформации горных пород или твердых глин происходит быстрое заполнение молекулами воды освободившегося межкластерного пространства. Связь между кластерами -Al2O3 будет происходить уже через молекулу воды. Энергия связи ослабляется. В горизон тальном направлении (в соответствии с рис. 1) составит 0,032 эВ, а в вертикальном направлении – 0,047 эВ. Тогда, пренебрегая разме рами молекулы воды, количество кластеров глинозема, связь между которыми будет разрушена, составит ~ 2 · 2,92 · 1026 = 5,84 · 1026.

Такое количество кластеров -Al2O3 занимают объем 4,49 м3. Ради ус разрушения горной породы составит ~ 1,02 м.

Выводы Получена теоретическая оценка степени разрушения горных пород взрывным способом. Разработанная модель позволяет осу ществить компьютерное моделирование взрывной технологии про ходки шахтных вертикальных стволов в различных условиях.

Литература 1. Шевцов Н.Р., Антоневич Ю.И., Купенко И.В. и др. Вопросы создания и исследования гидровзрывных технологий в шахтном и подземном строительстве //Вiстi Донецького гiрничого iнстiтуту, 2002, - № 2. – С. 7-12.

2. Шевцов Н.Р., Хоменчук О.В. Промышленные испытания тех нологии возведения набрызгбетонной крепи взрывным спосо бом //Науковi працi Дон НТУ: серiя гiрничо-геологiчна. – Донецьк: ДонНТУ, 2002. – С. 94-99.

3. Гречихин Л.И., Шевцов Н.Р., Хоменчук О.В. Основы теории распыления оболочек из жидких и порошковых материалов центральным взрывом //Проблеми гiрського тиску. Выпуск /Пiд заг. ред. О.А. Мiнаэва. – Донецьк: ДонНТУ, 2003. – С. 236 256.

4. Гречихин Л.И., Шевцов Н.Р., Хоменчук О.В. Динамика распы ления оболочек из жидких и порошковых материалов // Науковi працi Дон НТУ: серiя гiрничо-геологiчна. –Донецьк: ДонНТУ, 2004. – С.41-46.

5. Шевцов Н.Р., Хоменчук О.В., Гречихин Л.И. и др. К вопросу динамики разлета частиц разных веществ взрывом // Совершен ствование технологии строительства шахт и подземных соору жений. Сб. научн. Трудов. – Донецк: «Норд-Пресс» Вып. 11, 2005. С. 4-5.

6. Глинка Л.Н. Общая химия. Учебное пособие для вузов. /Под ред. В.А. Рабиновича. – Л.: Химия, 1983. – 704 с.

7. Радциг Ф.Ф., Смирнов Б.М. Справочник по атомной и молеку лярной физике. – М.: Атомиздат, 1980. – 240 с.

8. Справочник химика в 6 томах. Т. 1. Общие сведения, строение вещества, свойства важнейших веществ, лабораторная техника.

– М.-Л.: Химия, 1971. – 1072 с.

9. Коулсон Ч. Валентность. М.: Мир, 1965. - 426 с.

10. Шпак А.П., Кулицкий Ю.А., Карбовский В.Л. Кластерные и на ноструктурные материалы. – Киев: Академпериодика, 2001. – 588 с.

11. Гречихин Л.И. Физика наночастиц и нанотехнологий. Общие основы, механические, тепловые и эмиссионные свойства. – Мн.: УП «Технопринт», 2004. – 399 с.

12. Ельяшевич М.А. Атомная и молекулярная спектроскопия. – М.:

Гос. изд-во физ.-мат. лит.,1962 – 892 с.

УДК 622.5 + 622. Калякин С.А. к.т.н.

(Донецкий национальный технический университет, Украина) ПОРАЖАЮЩЕЕ ДЕЙСТВИЕ ВЗРЫВА В ПОДЗЕМНЫХ ГОРНЫХ ВЫРАБОТКАХ Анализ причин травматизма на угольных шахтах, выполнен ный МакНИИ, показал, что особую опасность представляют ава рии, связанные со взрывами взрывоопасной смеси горючих газов или пыли с воздухом в горных выработках. На их долю в общем числе травмирующих факторов приходится 20% случаев. При этом в период с 2001 по 2004 гг. в горных выработках произошло взрывов газа метана, при которых погибло 120 чел. В августе года на шахте «Суходольской-Восточной» в результате взрыва газа метана погибло восемь и пострадало 5 человек. Эта авария не стоит особняком, достаточно перечислить крупные аварии на шахтах Ук раины за последние восемь лет, чтобы сделать вывод на сколько трагическое положение дел мы имеем на сегодняшний день.

Так в апреле 1998 г. на шахте им. А.А. Скочинского в резуль тате взрыва погибло 63 горняка;

16 августа того же года на шахте имени ХIV съезда КПСС погибли 24 шахтера;

в мае 1999 г. на шах те им. А.Ф. Засядько в результате взрыва 50 человек погибли, получили ранения;

в марте 2000 г. на шахте им. Баракова в резуль тате взрыва погибли 80 горняков, 7 ранено;

в январе 2001 г. на шах те «Краснолиманская» при взрыве погибло 9 шахтеров;

в мае того же года на шахте им. Кирова погибли 10 шахтеров, а в августе при взрыве метана на шахте Засядько погибло 55 человек;

в 2004 году в результате взрыва метана на шахте «Краснолиманская» погибло человек.

Анализ этих аварий показывает, что люди как правило нахо дятся в опасной зоне непосредственного действия взрыва МВС в горных выработках. Поэтому необходимо пересмотреть требования к взрывозащите горных выработок и четко регламентировать тех нологию работ с учетом возможных опасных зон, возникающих в результате взрыва МВС.

Анализ последних исследований и публикаций показал, что учет границ опасных зон по действию взрыва на людей с одной стороны связан с поражающими факторами взрыва, а с другой с ус ловиями ведения горных работ и параметрами горных выработок, в которых они производятся.

Целью данной статьи является оценка поражающих факторов взрыва МВС на людей в горных выработках, которая позволит ус тановить их критические значения и моделировать опасные ситуа ции при взрыве, а также временные и пространственные характери стики опасных зон в горных выработках.

К поражающим факторам взрыва метана в подземных горных выработках на людей относят: действие избыточного давления в ударной волне - Р, высокую температуру продуктов взрыва МВС ТПВ и токсическое действие ядовитых газов, находящихся в продук тах взрыва МВС в результате неполноценного сгорания метана, как правило, оксида углерода (угарного газа).

Согласно работы [1] первые сведения о вредном воздействии взрыва на человека были опубликованы еще в 1768 г. Начиная с этого времени, были затрачены огромные усилия на изучение ме ханизмов поражения человека взрывом и взрывной патологии. В целом поражение людей при взрыве связывают с действием воз душных взрывных (ударных) волн. Это действие удобно разделить на две категории: прямое (первичное) и побочное (вторичное).

Прямое действие ударной волны связано с изменением давления в окружающей заряд ВВ среде. Человек особо чувствителен к таким факторам, как избыточное давление в подающей и отраженной волнах, динамическое давление, скорость повышения давления до пикового значения во фронте волны и длительность действия удар ной волны. Ткани легких, наполненные воздухом, страдают от дей ствия ударной волны, больше, чем какой-либо другой жизненно важный орган. Повреждение легких является основной причиной патофизиологических эффектов, наблюдаемых при поражении че ловека ударной волной. Ухо, хотя и не относится к жизненно важ ным органам, проявляет очень высокую чувствительность к избы точному давлению во фронте ударной волны. Побочное действие ударной волны связано с действием осколков либо в результате удара различного рода предметами или механизмами. К этим эф фектам относится перенос тела под действием ударной волны и по следующий тормозящий удар. В целом в работах [1, 2, 3] пора жающее действие на человека избыточного давления и длительно сти ударной волны сводятся к следующему.

Поражающее действие ударной волны обусловлено действием избыточного давления во фронте волны и длительностью положи тельной фазы волны. Величина этих характеристик ударной волны оценивается удельным импульсом или приведенным удельным им пульсом ударной волны, действующим на человека - i :

0,4P, (1) i= Pa0,5 M 0, где - избыточное давление во фронте волны, Па;

P - длительность положительной фазы волны, с;

= 1,56 m BB R 10 3, с (2) mBB - масса взрываемого ВВ, кг;

R - расстояние от заряда ВВ, м;

Ра - атмосферное давление, Па;

М - масса человека, кг.

Вероятность летального исхода (Fл) при действии на человека ударной волны, которая характеризуется приведенным удельным импульсом определяется по формуле:

1, (3) Fл = 5, 1 + ехр(5,3044134 19,772935 i ) Поражение головы и тела человека при ударе, вызванного пе реносом тела ударной волной, определяется скоростью U трансля ции человека:

i (4) U = (P : ) M 1/ Вид функции ( L ) скорости трансляции U, при которых насту пают травмы различной тяжести для головы человека определяется по формуле:

3,822492 538521,12 + 248,74338 A 0,, м/с, (5) U r = ( A) = 538521,12 + A 0, 0,6P 2 Па 2 с где, 0,333.

A= M 0,333 кг Вероятность летального исхода в результате травмы – Fг голо вы определяется по формуле:

0,22944477 805,96122 + 7,5442395 U г2, (6) Fг = (U г ) = 805,96122 + Vг2, Для тела человека получены следующие зависимости:

14,026264 498815,53 + 902,49816 B 0,, м/с (7) U T = ( B) = 498815,53 + B 0, 0,6P 2 Па 2 с где, 0,333.

B= M 0,333 кг Вероятность летального исхода в результате травмы тела че ловека определяется по формуле:

0,01122159 45941,451 + 1,0182716 U Т, (8) FТ = (U Т ) = 45941,451 + VТ3, Распространение ударных волн в горных выработках фунда ментально изучалось А.А. Гуриным в работе [4]. Согласно этих данных в работе [5] автором получена зависимость, позволяющая определить давление во фронте ударной волны - Р :

R V V P = 8,9375 10 5 ( MBC ) + 4,2611 10 5 ( MBC ) 0,5 e d, Па, (9) SR SR где VMBC - объем взрываемой МВС, м3;

S - сечение выработки в свету, м2;

R - расстояние до места взрыва, м;

- коэффициент учитывающий шероховатость поверхности выработки;

d – приведенный диаметр выработки, м.

Длительность фазы сжатия во фронте ударной волны опреде ляют по формуле:

MBC VMBC QMBC MBC VMBC + R ) 10 3, с, (10) = 1,56 ( QTHT S - плотность МВС, кг/м3;

где MBC QMBC - удельная теплота взрыва МВС, кДж/кг;

QТНТ - удельная теплота взрыва тротила, кДж/кг;

- коэффициент передачи энергии взрыва в ударную волну, для МВС согласно [5] = 0,35.

Тепловое воздействие на человека при взрыве метана в выра ботке оказывают нагретые до высокой температуры продукты взрыва МВС. Если считать, что продукты взрыва МВС расширяют ся в выработке без теплообмена со стенками выработки (адиабати ческий процесс), то их температуру (Тп.в) можно определить по сле дующей формуле:

VMBC ) 1, К, (11) Т п.в = Т н ( VMBC + S R где Тн - начальная температура продуктов взрыва 0К;

Ср - отношение теплоемкостей продуктов взрыва.

= Сv Таким образом получены уравнения (1)…(11), которые позво ляют полностью описать процесс действия поражающих факторов взрыва на человека в горной выработке. Моделирование процесса позволяет решить две принципиально важные задачи для техники безопасности горного производства.

Первая задача – определение размеров опасной зоны в горных выработках. Для решения этой задачи поступают следующим обра зом:

1. Задаются сечением горных выработок – S и предполагае мым объемом МВС, которая может взрываться в процессе горных работ. Для него определяют параметры взрыва: QMBC, Тн, 0К;

и плотностью МВС - МВС, а также задаются начальным давлением га за в горной выработке – Ра.

2. Задается расстояние R от места взрыва МВС, для которого определяют Р и по формулам (9) и (10).

3. Для средней массы человека М 70 75 кг по формулам (1), (5) и (7) определяют величину i и А и В, через которые находят скорость трансляции человека. Uг и Uт.

4. По формулам (3), (6), (8) определяют вероятность летально го исхода для человека при действии на него ударной волны, а по формуле (11) вероятность теплового поражения нагретыми продук тами взрыва. Если расстояние R = Rбез равно безопасному расстоя нию, то величины должны быть равны Fл, Fг и Fт = О, а Тп.в К. В противном случае расчеты повторяют до тех пор пока указан ные величины не будут достигнуты. После чего полученная вели чина R определяет размер безопасной зоны в горной выработке.

Вторая задача является обратной и может быть решена по ре зультатам расследования аварий, происшедших в горных выработ ках при взрыве МВС. В этом случае по данным характеризующим травмы пострадавших, мест их гибели находят расстояние R до предполагаемого места взрыва. Решая обратную задачу, находят объем взорвавшейся МВС. Зная объем взорвавшейся МВС можно сделать вывод о том какие могли быть причины аварии и наруше ния требований безопасности.

Выводы 1. Проведены исследования по действию и установлению кри тических значений поражающих факторов взрыва МВС в горных выработках на людей.

2. Получены зависимости (1)…(11), позволяют определить безопасные зоны в горных выработках при взрыве в них МВС.

3. При расследовании аварий, связанных со взрывами МВС по характеру полученных травм шахтерами при взрыве, можно решая обратную задачу установить расстояния до источника взрыва и предполагаемый объем взорвавшейся смеси.

Дальнейшие исследования необходимо проводить в направле нии изучения способов и средств защиты людей от поражающих факторов взрыва.

Литература 1. Взрывные явления. Оценка и последствия: В 2-х кн. Пер. с анг./ Бейкер У., Кокс П., Уэстайн П. и др.;

Под ред. Я.Б. Зельдовича, Б.Е. Гельфанда. – М.: Мир, 1986. – 319 с.

2. Балаганский И.А., Мержиевский Л.А. Действие средств пора жения и боеприпасов: Учебник. – Новосибирск: Изд-во НГТУ.

– 2004. – 408 с.

3. Гельфанд Б.Е., Сильников М.В. Фугасные эффекты взрывов. – СПб.: ООО «Издательство Полигон», 2002. – 272 с.

4. Гурин А.А. Управление ударными воздушными волнами при взрывных работах. – М.: Недра, 1978. – 80 с.

5. Калякин С.А. Предотвращение воспламенения взрывоопасной смеси в горных выработках дисперсной средой // Способы и средства создания безопасных и здоровых условий труда в угольных шахтах / Сб. научн. тр. МакНИИ. – Макеевка Донбасс: МакНИИ. – 2006. – С. 22-28.

УДК 624.1525+530. Литвинский Г.Г., д.т.н., проф.

(Донбасский государственный технический университет, г. Алчевск, Украина) МЕТОДИКА РАСЧЕТА ВЗРЫВА ЗАРЯДА НА ВЫБРОС Взрывная технология разрушения горных пород занимает ве дущее положение в горной промышленности, и ее совершенствова нию посвящено большое число исследований отечественных и за рубежных ученых. В настоящее время достигнут высокий уровень понимания физико-механических процессов, происходящих при взрыве, начиная от инициирования и детонации взрывчатого веще ства до момента разрушения и выброса горной массы, что нашло отражение в многочисленных учебниках и монографиях [1-3 и др.].

Однако, как справедливо указывалось в [3], из-за сложностей опи сания механического поведения горных пород под действием взры ва и существенно нелинейного характера происходящих при этом процессов до сих пор остаются нерешенными задачи расчета дей ствия зарядов на выброс в горных породах. Существующие расчет ные схемы основаны, главным образом, на эмпирических зависи мостях, имеют ограниченную область применения, оперируют в основном технологическими показателями свойств пород, а поэто му не обладают необходимой степенью представительности, обос нованности и надежности.

Целью настоящей работы являлось обоснование физически обоснованной расчетной схемы механического действия заряда взрывчатого вещества (ВВ) на выброс, которая позволила бы, осно вываясь на сделанных допущениях, обобщить полученные методи ческие положения на другие случаи взрыва зарядов различной формы и расположения в массиве, а также дать методику учета взаимодействия нескольких зарядов.

Вначале кратко остановимся на анализе механических процес сов, происходящих при взрыве заглубленного заряда. Опуская дос таточно специфические вопросы, связанные с инициированием и детонацией ВВ, будем исходить из общепринятого положения [2], что после взрыва ВВ к стенкам взрывной полости (шпура, скважи ны, камеры) практически мгновенно прикладывается давление об разовавшихся газообразных продуктов взрыва (ГПВ), что приводит к развитию динамической фазы действия взрыва. Ударная волна, распространяясь в массиве, приводит в ближней зоне взрыва к раз рушению и уплотнению пород, затем ее фронт сглаживается и она переходит в волну напряжений, которая в средней зоне ведет к об разованию кольцевых и зарождению радиальных трещин, а в даль ней зоне (зоне сотрясений) она переходит в сейсмическую волну.

Радиальные трещины зарождаются от растягивающих танген циальных напряжений, действующих во взрывной волне, а кольце вые трещины возникают от радиальных растягивающих напряже ний, которые приурочены к волне разгрузки, следующей за взрыв ной волной. Следовательно, область (радиус) распространения ра диальных и кольцевых трещин предопределяется уровнем растяги вающих напряжений и прочностью пород на растяжение. Эти важ ные положения следует учитывать при разработке расчетной схемы разрушения массива при камуфлетном взрыве заряда ВВ.

Динамическая фаза взрыва весьма кратковременна, и самое главное – она чрезвычайно быстро затухает. Как показывают про веденные нами оценки функции напряжений (t ), полученные из теоретических решений [4], амплитуда динамических радиальных и тангенциальных напряжений падает при удалении от заряда по экс поненциальному закону:

(t ) = e t [ A Sin( t ) + B Cos ( t )] 2c µ ( + µ ), (1) 2µ c = =, r0 ( + 2 µ ) r0 ( + 2 µ ) где A, B - постоянные, определяемые из граничных и начальных условий задачи;

, µ - упругие постоянные Лямэ, вычисляемые че рез модуль Юнга E и коэффициент Пуассона из выражений:

E E = ;

µ= ;

(2) (1 + )(1 2 ) 2(1 + ) c - скорость звука в среде, равная c = ( + 2 µ ) /, -плотность сре ды.

Чтобы оценить скорость затухания волны напряжений в поро де, сделаем предварительные расчеты взрыва камуфлетного заряда в горном массиве, сложенном аргиллитами, у которых Е =104 МПа;

=0,2, =2,6*103 кг/м3. На рис.1 показаны результаты расчета сте пени затухания D = e t волны 1 напряжений по мере ее удале D ния от сферической взрывной 0. полости радиуса r0=0,1 м.

r0=0,1 м c=2067 м/c График свидетельствует о 0..

=1550 резком снижении динамиче 0. ской составляющей волны на пряжений по мере удаления от 0. заряда. Уже на расстоянии 3- 5 радиусов заряда напряжения 0 1 2 3 r/r снижаются в 10-20 раз и, по су Рис.1 - Степень затухания D волны ти, ими можно пренебречь, т.к.

напряжений в зависимости от отно их уровень оказывается в пре сительного радиуса ее распростра делах ошибки производимых нения численных оценок. Следует отметить, что полученная зави симость достаточно устойчива и мало меняется даже при значи тельном варьировании входящих в расчет параметров - механиче ских свойств пород и радиуса заряда, что подтверждает общий ха рактер полученной закономерности.

Исходя из выполненного анализа, можно утверждать, что ди намическая фаза взрыва не играет определяющую роль при взрыве заряда на выброс, а производит предварительное механическое воз действие на массив, увеличивая эффективный радиус взрывной по лости и создавая начальные системы радиальных и кольцевых тре щин в пределах 3-4 радиусов заряда. Такого же характера законо мерность действует и при взрыве цилиндрического заряда.

Например, если заряд с эффективным радиусом 0,1 м действу ет на глубине 2 м, то диаметр зоны, где будет заметна динамиче ская фаза взрыва, ограничивается размером 0,6-0,8 м. Основная ра бота заряда вблизи свободной поверхности по выбросу породы вы полняется во второй, - условно назовем ее статической, - фазе дей ствия взрыва, где главная роль принадлежит газообразным продук там взрыва. Следует обратить внимание на то, что утверждения, вытекающие из теоретических решений и анализа динамической фазы механического действия взрыва, противоречат известной концепции объяснения разрушения пород главным образом за счет упругих волн напряжений, когда одним из важнейших факторов считается акустическая жесткость породы [5].

Таким образом, для решения задачи о механической работе заряда выброса главное внимание следует уделить расчету воздей ствия на горные породы статического давления газообразных про дуктов взрыва, которые производят разрушение и выброс пород с образованием характерной воронки, для сферического заряда – ко нусообразной, а для цилиндрического – пирамидальной формы. В данном исследовании оставим без детального рассмотрения на чальные процессы формирования взрывной полости и определение начального давления ГПВ, считая их заданными (см., например [1]).

Сосредоточимся на обосновании расчетной схемы задачи о взрыве заряда на выброс, считая, что нам известны на глубине W от свободной поверхности радиус взрывной полости r0 и давление га зов в ней p0. Эти начальные данные для расчета заряда выброса следует найти из решения задачи о механическом действии камуф летного взрыва [6], что выходит за рамки данной работы. В качест ве предварительных ориентиров, полученных из анализа задачи о камуфлетном взрыве, можно принять следующие положения:

в течение динамической фазы взрыв формирует взрывную по лость и ударную волну, которая дробит породу в ближней зоне взрыва, а затем при движении волны напряжений происходит образование кольцевых и зарождение радиальных трещин;

после динамической фазы по массиву наступает квазистатиче ская фаза работы взрыва, во время которой газообразные про дукты взрыва завершают формирование радиальных трещин, по скольку этот процесс на первой фазе не закончился из-за низкой скорости роста по сравнению со скоростью взрывной волны (около 40%);

на завершающей фазе происходит постепенной снижение давле ния в образованной взрывной полости и закрытие радиальных трещин.

Начальное давление взрывных газов, составляющее 2…3 тыс.

МПа, по мере формирования и увеличения размеров взрывной по лости снижается в 5-10 раз и составляет p0=0,2…0,5 МПа, тогда как радиус взрывной полости увеличивается в 2-3 раза при динамиче ской фазе взрыва. Однако эффективный радиус взрывной полости, куда проникли газообразные продукты взрыва, оказывается значи тельно больше и превышает радиус заряда в 20-30 и более раз за счет образования радиальных трещин в зависимости от прочности пород и давления газов.

В результате можно считать, что в массиве в результате взры ва заряда образуется взрывная полость из радиальных трещин, за полненных газообразными продуктами взрыва под большим давле нием, что позволяет им произве сти механическую работу по раз Fz рушению массива и образованию N T воронки выброса.

W Изучим расчетные парамет Fz ры образования воронки выброса при взрыве сферического заряда, P расчетная схема которого пред ставлена на рис. 2.

Рис. 2 - Расчетная схема взры За счет давления ГПВ обра ва сферического заряда на вы зуется направленная в сторону брос свободной поверхности сила Fz, которая стремится оторвать или сдвинуть вышележащий конусооб разный участок массива. Эту силу можно определить из очевидной формулы:

Fz = Ap0 = r02 p0. (3) Определим поверхность усеченного (за счет радиуса взрывной полости r0 у вершины) конуса выброса с углом у вершины, распо ложенной в центре заряда, на который действует сила Fz:

A = W (W tg + 2r0 ) / Cos (4) Исходя из очевидно напрашивающегося для рассмотрения этой проблемы упругого решения задачи о напряженно деформированном состоянии полупространства под действием си лы Fz, приложенной на глубине W (задача Миндлина), с полной определенностью следует, что напряжения и деформации сущест венно неравномерно распределены вокруг зарядной полости, при чем они быстро уменьшаются по мере удаления в глубь массива.

Это чрезвычайно усложняет задачу по изучению закономерностей разрушения пород в окрестности взрыва и вынуждает идти по тра диционному пути последовательного решения краевых задач обра зования концентрически вложенных друг в друга различных зон неупругих деформаций (сублимации, плавления, дробления пород, пластичности и т.д.), как это делается в большинстве исследований (см., например [3]). Полученные системы трансцендентных уравне ний отличаются большой сложностью и, самое главное, в процессе получения решений требует введения значительного количества далеко не всегда обоснованных и очевидных рабочих гипотез, что существенно снижает достоверность полученных результатов и их практическую ценность.

С целью кардинального упрощения решения поставленной за дачи выдвинем первую главную рабочую гипотезу, положенную в основу предлагаемой расчетной схемы, которая состоит в том, что приложенные к конусной поверхности разрушения нормальные и сдвиговые напряжения равномерно распределены по всей поверх ности. На первый взгляд эта гипотеза, казалось бы, противоречит общеизвестным теоретическим результатам и всему накопленному опыту решения подобных задач и, поэтому, является неприемле мой. Однако более глубокое рассмотрение проблемы позволяет по иному оценить ситуацию. Действительно, отвлекаясь от анализа промежуточных этапов процесса действия заряда выброса, можно утверждать, что на завершающем этапе при формировании поверх ности разрушения, первоначально неравномерное распределение упругих напряжений по мере развития деформаций сдвига сменяет ся равномерным, из-за перехода пород в неупругую (пластическую) стадию, когда на всей поверхности сдвига реализуется запредель ное напряженное состояние. В первую очередь такое «сглажива ние» неравномерности упругого распределения напряжений проис ходит там и тогда, где и когда наблюдается наибольшая их концен трация (т.е. неравномерность) – вначале вблизи полости взрыва, а затем – далее удаляясь вдоль радиуса заряда. Следует подчеркнуть, что эта особенность перераспределения напряжений не сводится к известному образованию концентрических зон неупругих дефор маций (что тоже имеет место, но нас в данный момент не интересу ет), а приурочена именно к поверхностям сдвига, по которым фор мируется конус выброса, и на них реализуется.

Разложим силу Fz на две составляющие, - нормальную N и сдвиговую T, - которые равномерно распределены по боковой по верхности конуса выброса:

N = Fz Sin ;

T = Fz Cos. (5) Вычисляем действующие на произвольной поверхности кону са разрушения нормальные и касательные n ;

nt напряжения на площадке с нормалью n к поверхности, используя зависимости (3), (4) и (5):

n = N / A;

nt = T / A. (6) Следующим шагом решения задачи является определение прочности на поверхностях разрушения с учетом того обстоятель ства, что прочностные свойства пород в условиях объемного на пряженного состояния существенно нелинейны. Поэтому требуется использовать такую теорию прочности, которая позволяет доста точно просто и корректно учесть эту нелинейность при любом со четании действующих напряжений. Этим требованиям удовлетво ряет аналитическая теория прочности [7], которая, в отличие от существующих традиционных теорий, не использует раз и навсегда выведенное уравнение прочности, а требует, в зависимости от внутренней структуры материала и наличия в нем тех или иных структурных несовершенств (неоднородностей), составления диф ференциального уравнения паспорта прочности и его решения.

Для достижения нашей цели рассмотрения предельного со стояния пород при взрыве примем в данной работе предельно про стое уравнение аналитической теории прочности для однородного материала, позволяющее, тем не менее, вполне адекватно описать прочностные свойства большинства горных пород. Тогда условие разрушения на произвольной конусной поверхности запишется в виде:


*= nt /[ nt ], (7) [ nt ] = 0 ( n / 0 + 1) где * – нормированный критерий разрушения, при * 1 разру шение происходит, при * 1 – его нет;

[ nt ] - допустимое сдвигаю щее напряжение на поверхности разрушения, МПа;

0, 0 - прочно стные параметры материала, вводимые аналитической теорией прочности в виде когезии соответственно сдвига и отрыва, МПа [7];

– параметр хрупкости материала, отражающий соотношение су хого и жидкостного трения на трещинах сдвига и тем самым за дающий степень нелинейности паспорта прочности, 0 1;

при =0 порода идеально пластичная, при =1 – идеально хрупкая.

Опираясь на условие (7), следует произвести расчеты по опре делению углов у всех конусов, для которых оно соблюдается, т. е.

происходит выброс породы при взрыве заряда. Априори понятно, что это условие будет выполняться в некотором диапазоне измене ния угла, т.е. конусов разрушения будет множество. Отсюда воз никает нетривиальная задача, как среди этого множества конусов разрушения выявить тот, по которому реально произойдет выброс породы. Логика подсказывает, что наиболее опасным, а потому и реальным по условию разрушения следует считать конус с таким углом, на котором условие (7) принимает максимальное значение * max. Однако эта посылка справедлива и себя полностью оп равдывает лишь при решении «идеально» статических задач. В на шем случае это отнюдь не так, поскольку формирование конуса выброса происходит в условиях переменного давления газообраз ных продуктов взрыва, при начинающихся подвижках массива по род в сторону свободной поверхности, а самое главное – при дейст вии инерционных сил из-за высоких ускорений движения при вы бросе породы. Поэтому даже при начавшемся разрушении по од ному из более слабых по прочности конусов выброса его смещения в результате инерции будут столь незначительны, что и на сосед них возможных конусах выброса, где реализовано условие * max * 1, также будет происходить разрушение.

Проведенный анализ особенностей развития разрушения на возможных конусах выброса в условиях динамического нагруже ния позволяет сформулировать вторую рабочую гипотезу: из всех возможных конусов выброса, где реализуется условие разрушения * 1, окончательный размер воронки выброса будет формировать конус, на поверхности разрушения которого будет удовлетворяться равенство * =1, т.е. выброс будет происходить по максимально возможному конусу разрушения.

Если быть предельно точным, эту задачу следует решать с учетом процессов развития трещин и поверхностей разрушения во времени с использованием основных положений реономной мик ромеханики разрушения. Лишь в этом случае можно будет под твердить или уточнить выдвинутую гипотезу. Однако на данной стадии исследований эта рабочая гипотеза представляется доста точно правдоподобной и позволяет «замкнуть» постановку задачи о взрыве заряда ВВ на выброс.

Как аргумент, подтверждающий данную рабочую гипотезу, можно привести известный из практики ведения взрывных работ феномен дробления пород при их отбросе из воронки выброса. Ес ли бы вторая рабочая гипотеза была бы неверна, то разрушение происходило бы по поверхности с максимальным значением крите рия * =max и породные куски должны были бы после взрыва иметь большие размеры («негабариты»), сравнимые с размерами воронки выброса, что на самом деле не наблюдается.

Для удобства выполнения и анализа численных решений зада чи введем безразмерные переменные: все геометрические размеры будут отнесены к эффективному радиусу r0 взрывной полости, а величины с размерностью напряжений будут приведены в едини цах когезии сдвига 0. Чтобы не усложнять понимание дальнейше го изложения, мы оставим те же обозначения для относительных переменных, что и для абсолютных, подразумевая, что для вычис ления любой величины с размерностью напряжений следует отно сительное ее значение умножить на 0, а для величин с размерно стью длины для перехода к абсолютным величинам следует отно сительное значение умножить на величину r0.

Рассмотрим несколько характерных примеров взрыва зарядов на выброс. Исследуем вначале, как изменяется нормированный критерий разрушения * в зависимости от угла раствора конуса для разных глубин заложения заряда w. Пусть взрыв сферического заряда ВВ производится в породах типа алевролита с механически ми свойствами 0 = 1;

0 = 0,3;

= 0,6, при этом в зарядной полости возникло давление газообразных продуктов взрыва, равное р= (т.е. давление больше значения когезии сдвига в 10 раз), а линия наименьшего сопротивления (ЛНС) приводится в долях * эффективного радиуса w= взрывной полости r0. На 1 рис.3 представлены резуль w= таты расчетов нормирован ного критерия разрушения w=6.

* (на оси ординат) как функции угла наклона по верхности разрушения в 1 w= градусах (ось абсцисс) для w= разных значений ЛНС w.

3 На рис. 3 область, где 0 10 20 30 40 50 60 Рис. 3 - Графики зависимости нормиро- не будет наблюдаться раз ванного критерия разрушения * от уг- рушения | * |1, для нагляд ла воронки выброса для разных зна- ности затенена.

Вертикальные линии в чений ЛНС w сферического заряда виде разрывов функции * =f() на графике отражают особенности решения по определе нию прочности породы на поверхности разрушения, когда проис ходит смена знака нормальных напряжений с положительного (сжатие) на отрицательный (растяжение).

Из графиков следует, что при значении ЛНС w=2 весь диапа зон изменения углов конусов разрушения 065 сосредоточен в области разрушения | * |1. При этом в пределах 863 норми рованный критерий разрушения отрицателен * 1, что свиде тельствует об отрыве породы от массива. В остальном диапазоне разрушения критерий * 1 и разрушение происходит сдвигом.

Граничный угол наибольшей воронки выброса находится в области 2=65.

При заглублении заряда путем увеличения ЛНС до w=3 следу ет отметить существенное уменьшение области разрушения отры вом, где * 1, которая оказывается в границах 1550, а пре дельный угол воронки выброса равен 3=50. Отметим, что при уг лах воронки выброса 015, т.е. вблизи оси конуса, разрушение реализуется по поверхностям не отрыва, а сдвига., что значительно снижает эффективность и затрудняет работу заряда.

Дальнейшее увеличение глубины заложения заряда w=4 дает иную картину разрушения массива. В этом случае полностью от сутствуют конусы разрушения с отрывом пород от массива, где * 1, и вся работа взрыва происходит за счет разрушения пород сдвигом, т.е. когда * 1, в области 032. Предельный угол во ронки выброса при заглублении заряда значительно уменьшается.

Исходя из замеченной закономерности, что также подтверждается данными практики, следует ожидать такой глубины положения за ряда в массиве, когда возникнет предельный случай образования разрушения в виде достижения * =1 в центре воронки. В нашем случае это произойдет при w=5 и на самом деле это будет уже не выброс, а рыхление пород. После этого граничного случая w=5 все графики нормированного критерия разрушения * находятся в об ласти отсутствия разрушения | * |1, что представлено графиками w=5 и w=6.

Предложенная расчетная схема позволяет определить и другие важные параметры механического действия взрыва, в частности – относительный объем воронки выброса v=V/r03. На рис. 4 приведе ны графики, показывающие, как зависит относительный объем во ронки выброса от ЛНС v=f(w) и относительного давления ГПВ.

Главное отличие полученных зависимостей состоит в том, что они обладают явно выраженным максимумом. Следовательно, для получения максималь ного объема выбро шенной породы име v ется вполне опреде ленная оптимальная P= глубина размещения заряда. При мини P=12 мальной глубине, ко гда заряд помещен на поверхность,объем во P= ронки стремится к ну лю. То же происходит, P=6 когда заряд чрезмерно заглублен, т.е. разме 7w 0 1 2 3 4 5 щен ниже предельной Рис. 4 - Зависимость объема V воронки вы- ЛНС, и взрывание пе броса от глубины w заложения сферическо- реходит в стадию ка го заряда муфлета. С приемле мой для практических целей точностью можно считать, что опти мальная глубина размещения заряда равна половине глубины, при которой заряд становится камуфлетным.

Такого рода зависимости могут иметь большое практическое значение с точки зрения управления параметрами буро-взрывных работ и улучшения производственных показателей горных пред приятий, где выполняются горные работы.

После решения задачи о взрыве сферического заряда на вы брос, разработанный методологический подход можно распростра нить и на расчет механического действия взрыва заглубленного ци линдрического заряда, параллельного свободной плоской поверх ности. Расчетная схема задачи остается такой же (см. рис. 2). Одна ко изменения геометрии приводят к необходимости по-новому оп ределять площадь поверхности разрушения, которая в данном слу чае имеет вид симметричной прямой треугольной призмы с верши ной, обращенной к заряду. При проведении расчетов с целью срав нительного анализа исходные данные для цилиндрического заряда ВВ оставим такими же, как и для сферического заряда, т.е. r0=1;

р=10, и те же свойства пород 0 = 1;

0 = 0,3;

= 0,6. Результаты ре шения в виде графика * =f() представлены на рис. 5.

Первое, что об ращает на себя внима * ние – значительно воз 2 росшая эффективность 30 25 взрывания цилиндри 1 ческого заряда даже на w=38 сравнительно большой w=30 глубине, когда относи тельное значение ЛНС w=.

доходит до w=38, ко w= 1 торое больше в 7-8 раз предельной глубины 20 сферического заряда.

80 Главная законо 0 20 40 мерность взрыва оста Рис.5 – Определение для цилиндрического заряда зависимости нормированного крите- ется той же – по мере рия разрушения * от угла призмы выброса увеличения глубины заряда w угол приз для разных значений ЛНС w мы выброса уменьша ется, а область разрушения пород отрывом * 1 сужается вплоть до полного исчезновения.


Так, если при w=20 область отрыва пород * 1 занимает диапазон 1870, то увеличение глубины до w=25 и далее до w=30 уменьшает эту область соответственно до 2565 и далее до 3258, т.е. ограничение области происходит сразу по двум границам – верхней и нижней. Так же уменьшается и предельный угол призмы выброса от 20=70, до 25=65, 30=58 и, наконец, 38=42.

Еще одно важное отличие действия цилиндрического заряда от сферического – это поведение нормированного критерия разру шения * в области разрушения пород сдвигом. Если у сфериче ского заряда по мере приближения к оси воронки выброса этот кри терий на больших глубинах возрастает, то у цилиндрического заря да критерий * существенно снижается, переходя в область * 1.

В предельном случае при переходе выброса в стадию рыхления, ко гда максимальное значение критерия * =1 (в нашем случае, когда w=38), минимальный угол раскрытия призмы выброса составляет 38=42, а не 0, как у сферического заряда. Это отличие приводит к тому, что вся порода внутри 3842 остается не разрушенной и вы брасывается в виде больших блоков (негабаритов). Такое обстоя тельство может иметь большое значение в практике ведения взрыв ных работ, одним из важных показателей качества которых являет ся степень взрывного дробления пород.

Выполненные исследования позволяют сделать следующие выводы:

основная роль по разрушению пород в пределах воронки выбро са принадлежит газообразным продуктам взрыва во время так называемой статической фазы, а динамическая фаза действия взрыва, вызываемая движением волны напряжений, выполняет только подготовительную часть механической работы в ближней зоне взрыва;

в процессе разрушения пород в ближней зоне взрыва проходя щая волна напряжений полностью образует кольцевые трещины и приводит к зарождению радиальных трещин;

во время статической фазы за счет работы газообразных продук тов взрыва происходит окончательное формирование радиаль ных трещин, которые предопределяют эффективный радиус взрывной полости, от которого зависит размер воронки выброса;

предложена новая расчетная схема взрыва заряда ВВ на выброс, основанная на прямом определении размеров воронки выброса путем вычисления нормированного критерия разрушения с по мощью аналитической теории прочности;

обоснованы важные рабочие гипотезы для оценки механическо го действия взрыва: первая гипотеза содержит утверждение о равномерном распределении сдвиговых напряжений на конечной стадии формирования воронки выброса, а вторая гипотеза по стулирует, что выброс породы при взрыве будет происходит по максимально возможному контуру разрушения;

установлены закономерности механического действия сфериче ского и цилиндрического зарядов на выброс:

o формирование воронки выброса может происходить при дей ствии сжимающих или растягивающих напряжений на по верхности разрушения;

o при увеличении ЛНС размер воронки выброса уменьшается, а область возникновения напряжений растяжения на пло щадках разрушения сужается;

o существует предельная глубина, когда заряд переходит в ста дию камуфлета, причем у сферического заряда конус выбро са уменьшается до нуля, а у цилиндрического – имеет фик сированный размер;

o при взрыве цилиндрического заряда может появиться внут ренняя область отсутствия разрушений в призме выброса (условие появления «негабаритов»).

К первоочередным задачам дальнейших исследований, на правленных на создание теоретических основ геомеханики взрыва, где может быть полезным предложенный методологический под ход, следует отнести:

создание методов расчета взрывного разрушения пород в окре стности камуфлетного заряда с определением радиусов распро странения кольцевых и тангенциальных трещин;

решение задач по расчету механического действия зарядов вы броса вблизи криволинейной (выпуклой и вогнутой) свободной поверхности;

разработка теоретических решений о взаимодействии камуфлет ных зарядов и зарядов на выброс различной формы и простран ственного размещения;

теоретическая оценка влияния ограниченной площади свободной поверхности на работу зарядов выброса (обоснование коэффици ентов «зажима»).

Литература 1. Таранов П.Я., Гудзь А.Г. Разрушение горных пород взрывом – М.: Недра, 1976.–253 с.

2. Лангсфорс У., Кильстрем Б. Современная техника взрывной отбойки. – М.: Недра, 1968. – 284 с.

3. Механический эффект подземного взрыва/ Родионов В.Н., Адушкин В.В., Костюченко В.Н. и др. – М.: Недра, 1971. – с.

4. Henrik L. Selberg. Transient compression waves from spherical and cylindrical cavities. – Stockholm: Arkiv for Fyzik, Bd. 5 Nr 7.

Pp. 76- 5. Ханукаев А.Н. Энергия волн напряжений при разрушении по род взрывом. - М.: Госгортехиздат, 1962. – 200 с.

6. Литвинский Г.Г. Камуфлетный взрыв – модель и теория/ В сб.

науч. трудов НГУ № 17, т.1. – Днепропетровск: НГУ, 2003. С.

360-364.

7. Литвинский Г.Г. Прочность – критика, теория и новая кон цепция/ В сб. науч. трудов украинско-польского форума гор няков «Гірничодобувна промисловість України і Польщі». – Днепропетровск: НГУ, 2004. С. 572-590.

Лабинский К.Н., к.т.н., доц., Лабинский Н.Н., студ.

(Донецкий национальный технический университет, Украина) ПУТИ РАЗВИТИЯ ЛАБОРАТОРНОЙ БАЗЫ ДЛЯ ИССЛЕДОВАНИЯ БЫСТРОПРОТЕКАЮЩИХ ПРОЦЕССОВ Развитие угольной промышленности Украины неизбежно свя зано с увеличением глубины ведения горнопроходческих работ.

Усложнение условий залегания угольных месторождений пока не позволяет полностью перейти на механические технологии разру шения горных пород. Поэтому буровзрывная технология проведе ния горных выработок остается одной из наиболее используемых.

Наличие на больших глубинах взрывоопасных условий пре допределяет использование предохранительных взрывчатых ве ществ. Но, как известно, увеличение предохранительных свойств ВВ напрямую связано со снижением энергии, выделяемой при взрыве. Поэтому актуальной остается задача дальнейшего изучения протекания взрывных процессов, решение которой позволит повы сить эффективность ведения взрывных работ. Однако качественное и всестороннее проведение исследований, как лабораторных так и натурных, невозможно без использования современного оборудо вания.

Учитывая специфику протекания процессов, происходящих при взрыве, к оборудованию, используемому для изучения времен ных параметров, предъявляется ряд требований, основным из кото рых является высокая скорость выборки данных с датчиков. Суще ствующая материальная база лабораторий Донбасса, занимающих ся изучением быстропротекающих процессов, не позволяет прово дить такие исследования, поэтому для данных целей было решено разработать специальное высокоточное оборудование. К разраба тываемому оборудованию должен предъявляться ряд требований:

- возможность выборки данных с точностью до 100 нс;

- простота конструкции и дешевизна комплектующих;

- возможность наращивания каналов измерения;

- возможность наращивания оперативной памяти;

- блочность;

- возможность разработки и простого подключения различных датчиков.

На основании данных требований при помощи пакета ActiveHDL 6.2 была разработана принципиальная схема цифрового базового блока, представленная на рис. 1.

Рис. 1. Принципиальная схема базового блока Моделирование работы блока позволило получить результат работы прибора в виде диаграммы изменения значений регистров счетчика и памяти каналов подключаемых датчиков, изображенной на рис. 2 (для упрощения процесса моделирования использовались бинарные датчики, срабатывающие при замыкании).

При моделировании устанавливалось время срабатывания пускового датчика (d0) в 500 микросекунд от начала работы прибора, датчика первого канала (d1) – 1000 микросекунд, датчика второго канала (d2) – 1500 микросекунд. Разрядность счетчика (с0…с4) и регистров памяти каналов (t10…t04, t10…t14) принималась равной 5 битам (максимум 32 импульса). При срабатывании пускового датчика сигнал с генератора (g) начинал поступать на счетчик с наращиванием регистров. При срабатывании первого и второго датчика наращивание соответствующих регистров памяти заканчивалось. При срабатывании всех датчиков обнулялся контрольный бит (е) и производилась остановка работы генератора.

Разработка принципиальной электри ческой схемы блока проводилась с использованием отечественных компо нентов, что значительно удешевило стоимость прибора. Все используемые элементы имеют время срабатывания в диапазоне 12…22 нс, что позволяет проводить измерения на частоте задающего генератора до 20 МГц.

Во время разработки принципиальной схмы осциллографа блочность устройсива значительно упростила расчет межэлементных соединений и трассировку проводников на печатных платах.

В результате были собраны тестовые прототипы блоков, фотографии которых можно увидеть на рис. 3 и 4.

После сборки блоков был проведен ряд тестов для проверки работоспособности каждого блока в отдельности и всей Рис. 2. Диаграмма моделирования рабо- системы в целом.

ты осциллографа В результате позитивной апробации при помощи про- работоспособности оборудования было граммы ActiveHDL принято решение о дальнейшей его модернизации с целью расширения функциональности.

Рис. 3. Внешний вид Рис. 4. Внешний вид счетчика датчиков Качественно новым скачком в исследовании послужило дальнейшее усовершенствование осциллографа и его перевод на микроконтроллерную базу.

В результате поиска и всестороннего анализа различных микроконтроллеров, представленных на рынке радиоэлектронной продукции было отсеяно множество вариантов и выбран один наилучший с учетом поставленных требований.

Наиболее подходящим микроконтроллером для разработки осциллографа оказался ATmega16 произврдства фирмы Atmel.

Данный микрокотроллер включает в себя богатый ассортимент квазидвунапрваленных линий ввода/вывода для организации опроса подключаемых датчиков, два 8-ми разрядных таймера/счетчика для организации таймаутов работы датчиков для обнаружения неполадок, один 16 разрядный таймер/счетчик для отсчета времни между срабатываниями датчиков, универсальный синхронно/асинхронный приемопередатчик для организации связи с персональным компьютером, что дает возможность огранизовывать полностью автоматизированное компьютерное моделирование и проведение экспериментов с последующей обработкой и визуализацией полученных данных во время эксперимента. К преимуществам данного микроконтроллера также нужно отнести наличие встроенного аналого-цифрового преобразователя, позволяющего получать не только битовую информацию с датчиков (0 или 1), но и значения в диапазоне от до 1024, что может преобразовываться программно в необходимые для последующих расчетов данные значений сопротивления, напряжения, тока и т.д. Общая функциональная схема микроконтроллера изображена на рис. 5.

Огромным преимуществом использования микроконтроллера является возможность перепрограммирования его алгоритмов работы, что дает возможность наращивать и изменять функции осциллографа без изменения принципиальной схемы.

Данный микроконтроллер собран по Гарвардской RISC архитектуре – т.е. имеет сокращенный набор простейших команд, время выполнения которых очень мало по сравнению с другими архитектурами что позволяет существенно повысить частоту опроса датчиков. Это ведет к увелечению точности прибора и уменьшению погрешностей измерения.

Рис. 5. Общая функциональная схема микроконтроллера Большинство команд микроконтроллера выполняются за один машинный цикл (см. рис 6) что позволяет при частоте внешнего генератора в 16 МГц получить производительность до 16 MIPS, что позволяет при простейшем пятитактовом цикле опроса датчиков получить реальную производительность в 3,2 МГц.

Рис. 6. Временная диаграмма продолжительности выполнения команд После первичной обработки данных, полученых в результате эксперимента, микроконтроллер может передавать данные в персональный компьютер по стандартному протоколу RS-232c благодаря встроенному модулю USART(см. рис 5).

На базе этого микроконтроллера был собран прототип базы для исследования быстропротекающих процессов с двумя режима ми работы. Первый режим позволяет опрашивать одновременно датчиков с реальной частотой 3,2 МГц, второй режим – 16 одно временно опрашиваемых данных с частотой 2 МГц. Продолжи тельность выполняемых исследований (за один цикл) зависит от внешнего задающего кварцевого резонатора (от 100 кГц до МГц), запрограммированного в микроконтроллере делителя (от до 1024) и разрядности используемого в микроконтроллере счетчи ка (при шестнадцатиразрядном счетчике количество тактов работы микроконтроллера равно 65536, при восмиразрядном – 256 тактов).

Разработанная схема позволяет управлять ходом ведения ла бораторных исследований как непосредственно с базового блока, так и дистанционно через специально разработанный программный интерфейс (рис. 7).

Таким образом, на данном этапе существует рабочее место, управляемое как напрямую, так и дистанционно, позволяющее под ключать различные датчики, необходимые для получения тех или иных параметров быстропротекающих процессов.

Рис. 7. Внешний вид рабочего места лабораторных исследований с диалогом настройки параметров порта подключения Дальнейшими направлениями исследований является разра ботка датчиков в зависимости от специфики проводимых исследо ваний.

С.В. Борщевский, к.т.н., доц.

(Донецкий национальный технический университет, Украина) И.Н. Кокунько, к.т.н., доц.

(Шахтинский институт, филиал Южно-Российского государ ственного технического университета, Россия) ПУТИ СОВЕРШЕНСТВОВАНИЯ ТЕХНОЛОГИИ СТРОИТЕЛЬСТВА ВЕРТИКАЛЬНЫХ СТВОЛОВ ШАХТ БУРОВЗРЫВНЫМ СПОСОБОМ В 1990 году в угольной промышленности бывшего СССР в проходке находилось 67 вертикальных стволов (без учета углубки) различного назначения. Всего было пройдено 8,8 км стволов. Из общего числа новых стволов 75 % имели диаметр в свету 6-7 м. По интервалам глубин проходка распределялась следующим образом:

301-500 м – 26,8 %, 501-1000 м – 47 % и более 1000 м – 10,3 %.

Средняя глубина проходок достигла 730 м. Преимущественно при менялся обычный способ проходки, который составил 87% общего объема.

В результате усовершенствования техники, технологии и ор ганизации работ по сравнению с 50-ми годами темпы проходки стволов обычным способом с применением буровзрывного ком плекса возросли в целом почти в 4 раза и достигли 50 м/мес в сред нем по отрасли. По шахтостроительным трестам Донецкого бас сейна среднемесячная скорость достигала 65-70 м/мес. Ряд стволов пройден на всю глубину со средней скоростью 100-150 м/мес.

За счет комплексного использования механизации и интенси фикации работ производительность труда проходчиков за эти годы возросла и достигла 7 м3 готового ствола в смену [1].

На рост технического уровня проходки ствола оказала влия ние организация скоростных проходок в различных условиях. В 1969 году был достигнут мировой рекорд скорости проходки ствола 401,3 м/мес, который до настоящего времени не был превзойден [2].

В этот период были разработаны эффективные технологиче ские схемы проходки стволов:

– совмещенная схема с возведением постоянной крепи непо средственно за подвиганием забоя, получившая практически по всеместное распространение – 99%;

– параллельно-щитовая схема с возведением постоянной кре пи одновременно с подвиганием забоя, обеспечившая достижение особо высоких скоростей проходки – 240-400 м/мес.

Разработана и внедрена эффективная технология выемки по роды буровзрывным способом с применением грейферных погруз чиков, большегрузных саморазгружающихся бадей, новых безопас ных типов прицепных устройств и направляющих рамок, а также бурильных установок для комплектного бурения шпуров увеличен ного диаметра.

В угольной промышленности разработана и успешно приме нялась монолитная бетонная крепь стволов, возводимая с помощью передвижных металлических опалубок по совмещенной схеме про ходки со спуском бетонной смеси по трубам. Эта технология обес печила высокий уровень механизации работ.

Созданы и внедрены новые технические решения по борьбе с водопритоками при сооружении стволов, исключающие забойный водоотлив с применением подвесных насосов, в том числе ком плексный метод предварительного тампонажа трещиноватых по род.

Разработана и широко внедрена технология оснащения ство лов комплексами передвижного проходческого оборудования, ко торая позволила сократить на передовых стройках продолжитель ность и трудоемкость работ по оснащению в 1,5-2 раза.

Оценивая динамику развития технико-экономических показа телей строительства стволов, следует отметить, что в течение предшествующих 1990 году 20 лет существенного улучшения ос новных технико-экономических показателей не наблюдалось ( год – средняя скорость проходки 49,6 м/мес., производительность проходчиков – 1,55 м3/чел.-смену;

1990 год – соответственно 46, м/мес. и 1,4 м3/чел.-смену), несмотря на возросший уровень меха низации бурения шпуров до 89 % и погрузки породы до 99 %.

Аналогичная ситуация сложилась со средними скоростями строительства стволов, которые в 1990 году не превышали для кле тевых стволов – 8,9 м/мес., скиповых – 7,9 м/мес., вентиляционных и воздухоподающих – 10 м/мес. [3].

Резюмируя, следует отметить, что в горнодобывающей про мышленности бывшего СССР в последние 20 лет вертикальные стволы в большинстве случаев проходились буровзрывным спосо бом по одной совмещенной схеме, с одними унифицированными техническими решениями и комплексом оборудования независимо от большого разнообразия условий строительства.

Применительно к совмещенной технологической схеме были разработаны основные нормативные документы и унифицирован ные технические решения, включая технологические схемы про ходки и армирования, технологические схемы оснащения стволов к проходке, нормы технологического проектирования оснащения проходки стволов с использованием передвижного проходческого оборудования, унифицированные сечения вертикальных стволов, схемы армировки и др.

Следствием этого является длительное отсутствие прогресса в области строительства вертикальных стволов, несмотря на отдель ные бесспорные научно-технические и проектные достижения.

Таким образом, одной из основных причин сложившихся от рицательных тенденций в строительстве вертикальных стволов в горнодобывающей промышленности бывшего СССР Украины и Российской Федерации следует считать исключительное примене ние совмещенной технологической схемы проходки и последова тельной схемы армирования, независимо от горно-геологических условий, технических решений проекта и стратегии строительства предприятия, а также морально устаревшее оборудование, создан ное более 25-30 лет назад.

Одним из наиболее сложных, продолжительных, дорогостоя щих и трудоемких процессов в комплексе работ по строительству шахты является строительство вертикальных стволов.

Оценивая же динамику развития технико-экономических по казателей строительства вертикальных стволов следует отметить, что в течение последних 30 лет существенного улучшения их не наблюдается, несмотря на отдельные бесспорные практические, на учно-технические и проектно-конструкторские достижения.

Одной из основных причин сложившихся отрицательных тен денций следует считать исключительное применение монотехноло гии – совмещенной технологической схемы проходки и последова тельной схемы армирования, независимо от горно-геологических условий проходки, технологических решений проекта и стратегии строительства предприятия, а также морально устаревшее оборудо вание, созданное более 25-35 лет назад.



Pages:     | 1 | 2 || 4 | 5 |   ...   | 7 |
 





 
© 2013 www.libed.ru - «Бесплатная библиотека научно-практических конференций»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.