Развитие теории проектирования буровзрывных работ на предельном контуре карьера

Фокин, Виктор Алексеевич

Бесплатный автореферат и диссертация по наукам о земле на тему
Развитие теории проектирования буровзрывных работ на предельном контуре карьера
ВАК РФ 25.00.20, Геомеханика, разрушение пород взрывом, рудничная аэрогазодинамика и горная теплофизика

Автореферат диссертации по теме "Развитие теории проектирования буровзрывных работ на предельном контуре карьера"

На правах рукописи

Фокин Виктор Алексеевич

РАЗВИТИЕ ТЕОРИИ ПРОЕКТИРОВАНИЯ

БУРОВЗРЫВНЫХ РАБОТ НА ПРЕДЕЛЬНОМ КОНТУРЕ КАРЬЕРА

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

Автореферат диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

Апатиты 2005

Работа выполнена в Горном институте Кольского научного центра РАН

Научный консультант

академик РАН Мельников H.H.

Официальные оппоненты:

Доктор технических наук, профессор Боровиков Виктор Александрович Доктор технических наук, профессор Державец Аврам Семенович Доктор технических наук Лукичев Сергей Вячеславович

Ведущая организация: ОАО «Институт Гипроруда»

Защита состоится 03 марта 2006 года в 14 час. 30 мин. на заседании Диссертационного совета Д002.029.01 при Горном институте Кольского научного центра РАН по адресу: 184209 г. Апатиты, Мурманской обл., ул. Ферсмана, 24. Тел. (81555) 74342, 79520, Факс (81555) 74625, E-mail: root@goi.kolsac.net.ru

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Горного института Кольского научного центра РАН

Автореферат разослан «

Ученый секретарь у /

диссертационного совета Чуркин O.E.

МУ<и>

1254?П

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность работы обусловлена особенностями рыночной экономики, диктующими необходимость повышения эффективности открытого способа разработки месторождений за счет уменьшения объемов вскрыши или увеличения объемов добываемой руды. Наиболее перспективным решением данной проблемы является реализация разработанной Горным институтом КНЦ РАН концепции укручения бортов карьера путем постановки на его предельном контуре высоких уступов с вертикальными или крутонаклонными откосами и обеспечения их долговременной устойчивости. Эта концепция базируется на трех научных направлениях: геомеханика (обоснование предельных углов наклона бортов карьера и оценка устойчивости высоких уступов), технология (обоснование конструкции бортов карьера и порядка его отработки) и буровзрывные работы, которые являются основным инструментом реализации концепции и от которых зависит степень сохранности высоких уступов, формируемых на предельном контуре карьера. Как показывает опыт крупных отечественных и зарубежных карьеров, подбор оптимальных параметров взрывания в этом случае осуществляется опытным путем, без единой научно обоснованной методологии проектирования буровзрывных работ в новых условиях.

В этой связи развитие теории проектирования буровзрывных работ на предельном контуре карьера является актуальной проблемой, на решение которой направлена представляемая диссертационная работа.

Работа выполнялась в период 1995 - 2005 г.г. в соответствии с планами научно-исследовательских работ Горного института Кольского научного центра РАН.

Целью работы является разработка и научное обоснование эффективной технологии производства буровзрывных работ на предельном контуре карьера при укручении его бортов.

Идея работы заключается в использовании принципа рационального сочетания степени взрывного энергонасыщения отбиваемого породного объема и энергоемкости его хрупкого разрушения, установлении закономерностей изменения энергетически эффективных параметров размещения, заряжания и инициирования отбойных и контурных скважин в зависимости от начальных условий взрывания и применении этих закономерностей для управления действием взрыва и обеспечения сохранности законтурного массива.

Научные положения, представляемые к защите:

1. Модель адиабатического расширения продуктов детонации, уточненная на основе использования предложенной зависимости показателя адиабаты продуктов детонации от их плотности, позволяет выявить особенности динамического нагружения породного массива и на основе энергетического подхода установить параметры рационального сочетания степени взрывного энер-

РОС национал к '

гонасыщения отбиваемой породы и энергоемкости ее хрупкого разрушения с учетом начальных условий взрывания.

2. Методический подход, реализующий концепцию рационального сочетания степени взрывного энергонасыщения отбиваемой породы и энергоемкости ее хрупкого разрушения, позволяет определить энергетически эффективные параметры размещения, заряжания и инициирования отбойных и контурных скважин, установить закономерности изменения этих параметров в зависимости от начальных условий взрывания и использовать установленные закономерности для управления действием взрыва.

3. Выявленные особенности взрывного энергонасыщения породного массива и установленные закономерности изменения энергетически эффективных параметров размещения, заряжания и инициирования отбойных и контурных скважин позволяют сформулировать и обосновать технологические требования и ограничения по ширине приконтурных блоков, их максимальной высоте и порядку отработки, направленные на обеспечение сохранности законтурного массива.

4. Применение технологии щадящего взрывания, базирующейся на выявленных закономерностях взрывного энергонасыщения породного массива, учете его прочностных свойств и структурных особенностей, а также особенностей пространственного размещения отбойных скважин при отработке приконтурных блоков, в сочетании с обоснованными технологическими требованиями, ограничениями и предложенным методом объективного контроля качества за-откоски обеспечивает безопасную постановку в конечное положение высоких уступов с вертикальными или крутонаклонными откосами и создает условия для их долговременной устойчивости.

Методы исследований включают обзор, обобщение и анализ предшествующего теоретического и практического опыта, аналитические расчеты, компьютерное моделирование, методы математической статистики, натурные эксперименты, опытно-промышленные работы в условиях действующих горнодобывающих предприятий Мурманской области.

Научная новизна.

1. Предложена функциональная зависимость, характеризующая изменение напряжения в упругой продольной волне во времени, на основе которой установлено, что на границе области разрушений максимальное напряжение в упругой продольной волне превышает статический предел прочности на одноосное сжатие примерно в 1.95 - 2.15 раза для сосредоточенных зарядов ив 1.61 - 1.65 раза для линейных зарядов.

2. На основе анализа особенностей динамического нагружения породного массива получена функциональная зависимость, отражающая взаимосвязь

коэффициента сейсмичности массива с прочностными характеристиками пород, энергетическими характеристиками используемого типа ВВ и условиями размещения заряда по отношению к свободной поверхности.

3. На основе установленных функциональных и корреляционных связей разработана формула оценки величины расчетного удельного расхода ВВ на отбойку породы в зависимости от ее прочностных свойств пород, степени трещиноватости, энергетических характеристик используемого типа ВВ, конструкции скважинного заряда и уровня напряженного состояния отбиваемого участка массива.

4. В рамках предложенной модели адиабатического расширения продуктов детонации установлено, что управляемое щелеобразование при контурном взрывании обеспечивается в результате роста трещин вдоль зоны с минимальной энергоемкостью хрупкого разрушения, соединяющей соседние скважины и сформированной квазистатическим действием нескомпенсированных растягивающих напряжений, достигающих максимального значения в плоскости размещения контурных скважин.

5. Установлено, что давление продуктов детонации контурных зарядов в объеме контурных скважин на момент их взаимодействия со стенками скважины не должно превышать максимальное сжимающее напряжение, равное (0.1 - 0.6)сгсж в зависимости от соотношения сгсж /сгр .

6. Разработан комплексный показатель объективной оценки качества заоткоски формируемых уступов, отражающий реальные условия взрывания и включающий только те параметры, которые получены на основе прямых инструментальных измерений На основе предложенного комплексного показателя разработана шкала оценки качества заоткоски.

Обоснованность и достоверность научных положений и выводов подтверждается использованием апробированных аналитических и численных методов решения рассматриваемых задач, сходимостью полученных результатов расчетов и данных практики, а также положительными результатами опытно-промышленных работ, выполненных в различных геолого-структурных и горно-технологических условиях действующих горнодобывающих предприятий Мурманской области.

Практическое значение работы.

1. Разработаны основные технологические требования к порядку формирования предконтурных блоков, их ширине, максимальной высоте и очередности отработки с учетом условий производства буровзрывных работ.

2. Разработаны методики инженерных расчетов всех технологических параметров, необходимых для проектирования и производства буровзрывных работ на предельном контуре карьера в щадящем режиме.

3. Разработана методика объективной оценки качества заоткоски формируемых уступов, основанная на предложенном комплексном показателе, отражающем влияние основных геолого-структурных факторов и технологических параметров постановки уступов в конечное положение.

4. Разработана эффективная технология производства буровзрывных работ на предельном контуре карьера, позволяющая производить постановку высоких уступов с вертикальными или крутонаклонными откосами и обеспечивающая сохранность законтурного массива.

Экономический эффект от внедрения результатов работы определяется приростом запасов и уровнем мировых цен на соответствующие виды концентратов. В частности, реализация проекта укручения бортов карьера рудника «Железный» ОАО «Ковдорский ГОК», разработанного институтом «Гипрору-да» по указанному выше технологическому регламенту «Геомеханическое и техническое обоснование ...», позволит достичь отметки дна карьера "-650 м" (против "-350 м" по первоначальному проекту), в результате чего прирост запасов составит 250 млн. тонн руды, из которой можно будет получить 88.5 млн. тонн железного концентрата, 29.6 млн. тонн апатитового концентрата и 100.5 тыс. тонн бадделеитового концентрата. При средних мировых ценах на эти виды продукции (-35 $/т железный концентрат, ~ 50 $/т апатитовый концентрат и ~ 2000 $/т бадделеитовый концентрат) выручка от ее реализации (без учета производственных затрат) составит примерно 4.7 ч- 4.8 млрд. долларов США. При этом продолжительность экономически эффективной работы градообразующего горно-добывающего предприятия увеличивается еще на 25 лет.

Апробация работы. Основные положения работы докладывались на технических советах ОАО «Ковдорский ГОК» и ОАО «Апатит», на международной научной конференции, посвященной 275-летию образования РАН (23 -25 марта 1999 года, Апатиты Мурманской обл.), на ежегодной конференции и выставке 2003 года общества SME (2003 SME Annual Meeting and Exhibition. February 25 - 27, 2003, Cincinnati, USA), на 8 международном симпозиуме «Освоение месторождений минеральных ресурсов и подземное строительство в

сложных гидрогеологических условиях», Белгород, 16-20 мая 2005 г., на 8 Международном симпозиуме «Горное дело в Арктике» (20 - 23 июня 2005 г., Апатиты Мурманской обл.)

Публикации. По теме диссертации автором опубликованы 22 печатных работы, в том числе одна авторская монография.

Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, пяти глав и заключения, изложенных на 383 страницах, содержит 238 рисунков, 10 таблиц и список использованных источников из 138 наименований.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Вопросам теории разрушения и повышения эффективности действия взрыва посвящены работы большого числа ученых, среди которых можно выделить труды Мельникова Н.В., Шемякина Е.И., Демидкжа Г.П., Покровского Г.И., Баума Ф.А., Григоряна С.С., Адушкина В.В., Родионова В.Н., Кутузова Б.Н., Викторова С.Д., Боровикова В.А., Казакова H.H., Ханукаева А.Н., Боровикова В.А., Ракишева Б.Р., Мо-синца В.Н., Белина A.B., Спивака A.A., Кузнецова В.М., Менжулина М.Г., Ефремова Э.Е., Крюкова Г.М., Друкованного М.В., Машукова И.В., Падукова В.А., Сырникова Н.М., Парамонова Г.П., Закалинского В.М., Шер E.H. и многих других. Их труды служат базисом решения многих прикладных вопросов промышленного использования энергии взрыва.

Вместе с тем, обобщение и анализ результатов выполненного обзора существующих гипотез механизма действия взрыва в горных породах, теорий прочности твердых тел, методик инженерных расчетов параметров взрывания скважинных зарядов, методов производства буровзрывных работ на дневной поверхности с применением контурного взрывания и существующего технического обеспечения буровзрывных работ позволили сформулировать основные задачи, решение которых направлено на обоснование базовых элементов технологии щадящего взрывания:

1. Выявление особенностей динамического нагружения породного массива и определение параметров рационального сочетания степени взрывного энергонасыщения отбиваемой породы и энергоемкости ее хрупкого разрушения.

2. Установление энергетически эффективных параметров основной и контурной отбойки и закономерностей изменения этих параметров в зависимости от начальных условий взрывания.

3. Разработка технологических требований и ограничений по ширине и порядку отработки приконтурных блоков исходя из условия обеспечения сохранности законтурного массива.

4. Разработка инструментального и методического обеспечения объективного контроля качества заоткоски формируемых уступов с учетом основных горно-технологических факторов.

5. Опытно-промышленная проверка эффективности разработанных методик инженерных расчетов базовых элементов технологии щадящего взрывания на предельном контуре карьера.

6. Оценка эффективности внедрения разработанной технологии.

Основными энергетическими параметрами взрывчатого вещества (ВВ) являются плотность (уш, кг/м3), скорость детонации (О, м/с) и удельная энергия ((/уд, Дж/кг). На основе использования ударной адиабаты Тейта, формулы расчета начального давления продуктов детонации (ПД) Р0 = (у0 - 1) увв-иул и результатов анализа зависимости параметра ;квв-02/Цд от ут, характеризующей взаимосвязь основных энергетических параметров ВВ, получена формула расчета величины начального показателя у0 адиабаты ПД:

Изменение показателя адиабаты в процессе расширения ПД от состояния высокоплотного газа до состояния идеального газа представлено зависимостью

где К0 - начальный объем ПД, м3; V- объем ПД в процессе расширения, м3.

При этом установлено, что в рамках рассматриваемой модели минимальное значение к показателя адиабаты, соответствующее равновесному (идеальному) состоянию ПД, равно к = 1.4.

На защиту выносятся следующие положения

(1.1)

Из формулы (1.2) следует, что объем в точке перехода от неравновесного состояния газа к равновесному (при котором уу = к) равен V.! У0 = /вв/373. Использование методического приема, основанного на условном разделении ПД на равновесную (модель идеального газа) и неравновесную (процесс перехода от высокоплотного газа к идеальному) компоненты позволило определить начальное давление равновесной компоненты как Р0 = Ро-(Уо/У')к- Величина давления равновесной компоненты при V > V, определяется по формуле Р = Ро<Уо/У)к. В рамках указанной модели переход к состоянию идеального газа без нарушения физичности процесса может происходить только с переменным показателем адиабаты уу, который в точке перехода принимает значение уу = к. Выполненный анализ показал, что характер такой кривой соответствует зависимости вида Р = Лг( (V V)1 п'. Для проверки полученных соотношений были использованы результаты термодинамических расчетов, выполненных Джонсом для тротила при начальной плотности увв = 1500 кг/м3. Сопоставление показало хорошую сходимость результатов термодинамических расчетов Джонса и результатов расчета по приведенным выше формулам. При этом точки условного перехода (У*/У0 « 4.021, Р* ~ 2026.7-105 Па) практически совпадают

В результате решения задачи в импульсной постановке получена формула расчета степени взрывного энергонасыщения породы (еу, Дж/м3):

еу=(1-Ч>Е0.М-№-+уХ (1.3)

Уп \ Уп )

где Ео - начальная энергия взрыва, Дж; Мва - масса ВВ, кг; уп - плотность породы, кг/м3; Уп - объем породы, вовлеченный в движение, м3; т] - доля начальной энергии, оставшейся в ПД на момент полного расширения котловой полости, ед.

При этом для определения параметра т] использован вывод о том, что расширение котловой полости является результатом поршневого действия равновесной (с показателем адиабаты к) части ПД:

к-1

Уо-1 373 Гвв

/ л <7,

(1.4)

где о» - давление, удерживающее продукты детонации (здесь <т. = стсж), Па.

Из условия равенства степени энергонасыщения еу породы энергоемкости ее хрупкого разрушения Ар = 0.5 -а^/Е (где ар~ предел прочности породы на разрыв, Па; Е - модуль Юнга, Па), а также с учетом установленной корреляционной зависимости Ар = 257400-^п (где /- коэффициент крепости породы по шкале проф. Протодьяконова М.М.) получена формула для определения удельного расхода ВВ (дцо), кг/м3) на разрушение монолитной породы

<7н(0) _

(1.5)

1257400/ \Ъ-л)-иу д

Удельный расход ВВ на рыхление массива по естественным трещинам определился равным дрыхл = (1-7) <7и(0), а удельный расход ВВ на выброс равным 4вы6р = <7„(0)-(1-77)/77.

С учетом возможной разницы в диаметрах заряда (с10, м) и скважины (Оскв , м), а также степени трещиноватости отбиваемого породного объема и уровня его напряженного состояния была получена формула для определения расчетного удельного расхода ВВ на отбойку породы скважинными зарядами:

ч*-1

<7отб ~ Ян(0) '

Д.

ч>

(1.6)

ло у

где К^ - категория трещиноватости пород по шкале классификации Межведомственной комиссии по взрывному делу, ед.; к^ = ^упр//)р - коэффициент учета уровня напряженного состояния, ед.; 1Уущ, - удельная энергия упругого деформирования массива в рассматриваемой точке, Дж/м3.

При этом должно соблюдаться условие <7рыхл < <7от€ < <7выбр.

На основе анализа механизма нагружения породы в процессе расширения котловой полости при взрыве сосредоточенного заряда была получена зависимости о/сгтах =_Дг), при выборе которой были приняты следующие условия (г= где ? - текущее время, с; /+ - время нарастания нагрузки до максимума, с): при т= 0 напряжение а = 0, при г= 1 напряжение <т = сгтах, при г = гтах напряжение <г = 0, процесс расширения котловой полости затухающий, периодический.

Этим условиям отвечает функциональная зависимость вида:

= г-ехр(1-г)зш

п 2

-г

-1 .

При этом

1-2

-0 5

т-0 5

-1

(1.7)

(1.8)

К = '„

л/2

(1.9)

/ = р шах лшах

а*

Ч лтах

^тах

'г, -у и

Чкп / вв '-'уд СТ.

Го-1 [ 373

(1- "и I (1.10)

(1.11)

•I— (1-12)

и»;

Из представления плотности потока энергии, определяемой как

ея =(/„ ' ср)~ • |сг2(/)- с/Г, в виде кинетической энергии е$ - 0.5 /иу{/ движе-о

ния породы, приходящейся на единицу площади поверхности котловой полости при взрыве сосредоточенного заряда, на основе зависимости (1.7) была получена формула для расчета скорости смещения на границе области разрушения (*+ =/+/Ло , Г = //ЛЬ ):

о =

СЖ т,

'Л пин(с)

У л

где Ср - скорость распространения продольной волны в породе, м/с. При этом:

3 . ехр(2-2 г) / Л ч (1 + Ср-1)2

Ах = (1 + йт 2 ^ - [ехр(2 • г)-2 • г - (г +1)-1] А2 = ехр(2 • г)-11 - 3 ■ ат2)- соф • т ■ гтах)+т ■ (з - ет2)- зт(2 ш ■ гтах)] 2-г2-(1 + ет2)2+2 г-(1-ет4)+1-З ст2 -а»[2 ет-^-г)]

2 г2 (1 + ггт2)2 +4 г (1 + ет2)+3-ат2 зпф-ет (гтах-г)]

Ал = иг

гст =

я 2

(1.13)

(1.14)

(1.15)

(1.16)

(1.17)

(1.18) (1.19)

Выполненный анализ зависимости (1.14) показал, что практически во всем диапазоне изменения параметров увв, £/уд и / значение «1.95 + 2.15.

Иными словами, при взрыве сосредоточенных зарядов на границе области разрушений максимальное напряжение в упругой волне примерно вдвое превышает статический предел прочности на одноосное сжатие.

Применительно к задаче с осевой симметрией (протяженные скважин-ные заряды) получена следующая зависимость, определяющая величину Кюн(п):

^дин(л)

Выполненный анализ зависимости (1.20) показал, что практически во

(1.20)

всем диапазоне изменения параметров ;квв, £/уд и /значение К,

дин(л) '

1.61 - 1.65.

Как видим, для случая осевой симметрии абсолютное значение коэффициента динамического упрочения несколько ниже, чем для случая точечной симметрии (сосредоточенный заряд), что обусловлено изменением симметрии нагружения.

При решении задачи о дальнейшем распространении упругой волны по массиву в качестве условного источника упругих волн была принята область разрушения породы. В результате получена формула и = и^Яр/Л)15, где и^ = ^дин(суСс*/(?п'Ср) - критическая скорость смещения (м/с) на границе зоны разрушения радиусом /?р (м); Я - расстояние от заряда до точки наблюдения, м. После раскрытия значений икр и /?р получаем окончательную формулу, по своей структуре соответствующий структуре формулы Садовского М.А.-

^1/3 V 5

(1-21)

где <2

вес сосредоточенного заряда, кг. При камуфлетном взрывании коэффициент сейсмичности кс определяется по формуле

Л? п с П <

^дин(с) '«с

Гп Ср

СР СТ.

3 л'2

4 я

Ь-п) иул}°

д..

(1.22)

С учетом влияния близко расположенной свободной поверхности коэффициент сейсмичности ^ определяется по формуле

З-л/2 4/г

¿о

Д..

ч0 5

^"тр

(1.23)

где а№- = \VIRq - коэффициент, учитывающий соотношение между расстоянием № от заряда до свободной поверхности и радиусом /?р зоны разрушения (из условия максимума объема воронки разрушения = 1.0).

Аналогичные решения, полученные для случая осевой симметрии при Цф /У* и ич>= Ктфу<усЛу„-сг), выглядят следующим образом:

о = кс

(1.24)

удин(л)'

Гпср

(Я

Д,

^с» _ ^дии(л)

AL. / \ 05 ш

/п „ СР , {*)

05 [0-n\ujr

к-1

Í J л «0 2 í \ 5

ч ^СКВ ,

(1.25)

(1.26)

где Ру/ = - коэффициент, учитывающий соотношение между расстоянием IV от заряда до свободной поверхности и радиусом /?р зоны разрушения (из условия максимума объема воронки разрушения Д^. = 1.5).

С учетом значений и /V следует, что начиная с расстояния Л. = Ьщ/З отбойный скважинный заряд в условиях уступной отбойки может рассматриваться как эквивалентный сосредоточенный весом <2 - Ь^-р, для оценки интенсивности сейсмо-воздействия которого можно использовать значения полученные для сосредоточенных зарядов при ащ* - 1 по формуле (1.23), представленной в более технологичном виде и полученной с учетом установленных корреляционных зависимостей между прочностными и упругими свойствами пород:

к-1

«0.06 /

0 2372

( j \ «0 2 Г 5 \

^скв , >

(127)

В общем случае приведенный размер зоны нагружения массива определяется как ЛЛо = 1 + cp-i/ro, где t - время нагружения, с; г„ - радиус заряда, м. Поскольку динамическое нагружение массива является результатом расширения продуктов детонации, очевидно, что время нагружения определяется временем расширения котловой полости. Как показали результаты численных расчетов для 105 типов пород, характеристики которых заимствованы из различной справочной литературы (коэффициент крепости/= 5 -г 30), размер зоны нагружения в момент идеализации продуктов детонации (Д./г0= 8 12) существенно меньше размера зоны полного нагружения массива {XJr0 = 150 -ь 40) и меньше размера зоны разрушения монолитной породы (RJr0=40 + 25), что подтверждает возможность использования модели идеального газа при определении основных параметров разрушения породы скважинными зарядами ВВ в условиях их промышленного использования.

В результате анализа волнового и поршневого механизмов установлено, что приоритетным механизмом управляемого формирования контурной щели является поршневое действие равновесной части продуктов детонации контурных зарядов,

формирующее квазистатическое осесимметричное поле радиальных сжимающих напряжений о«, характер распределения которых в пространстве можно определить как or = аь-го/R, где oô - давление равновесной части продуктов детонации на стенки скважин, Па. Напряжения aR формируют поле тангенциальных растягивающих напряжений стд. Действию растягивающих напряжений стя от одного контурного заряда противодействуют соответствующие компоненты сжимающих напряжений еги от соседнего контурного заряда, а действию напряжений <rffi - компоненты напряжений <yR\. В этом случае реально растягивающими оказываются лишь нескомпенсированные напряжения Аоа = <тя - am smic&P) и До® = о® - <%-sin(œf/?), которые формируют суммарный вектор нескомпенсированного растягивающего напряжения

Aorffi = чдД aeif + (Aae2f + 2 ■ Aaei ■ Аств2 • cos(a + 0). При этом должны выполняться

следующие условия: Acfo > 0 и A<rffi > 0 (в противном случае компоненты Лсгя и Легй являются сжимающими и не приводят к разрыву сплошности среды).

Таким образом, при одновременном взрывании контурных скважин между ними формируется зона концентрации нескомпенсированных растягивающих напряжений, достигающих максимального значения в плоскости размещения контурных скважин, при этом магистральные трещины зарождаются на противоположных стенках скважин в той же плоскости, а их рост происходит по уже подготовленной к разрыву зоне, соединяющей соседние скважины, то есть по пути с минимальной энергоемкостью хрупкого разрывного разрушения. Этим и объясняется эффект управляемого трещинообразования при контурном взрывании: щель образуется только в плоскости размещения контурных скважин.

Длина забойки (недозаряда) Обоснование длины забойки базируется на модели работы приустьевой части скважинного заряда как сосредоточенного заряда дробления и выброса. В результате использования структуры известной формулы Борескова М.М. Q = q-W* {a+b n) и уточнения коэффициентов а и b {а = 1/3 и b = 2/3) получена формула вида

(2.1)

где рог6 - линейная плотность отбойного заряда, кг/м; д01б - удельный расход ВВ на отбойку породы, кг/м3; «и, - характерное значение показателя действия взрыва приустьевой части скважинного заряда, ед.

Учитывая требование обеспечения безопасности по разлету кусков взорванной породы, принимаем значение итах = 0 и получаем:

'--Л-'- (2-2>

Р <7tr.fi

Глубина перебура. Обоснование глубины перебура базируется на модели работы концевой (призабойной) части весом (¡) = рот6-/к (где /к - длина концевой части, м) скважинного заряда в условиях неограниченной и практически монолитной породной среды. При взрыве такого заряда образуется зона разрушения радиусом /?р = [3-(2/(4-;г-(7)]|/3. Расстояние от торца отбойной скважины до границы зоны разрушения в точке А, расположенной на оси заряда, определится равным АЛ = Лр - 0.5 /к или АЛ = [3-/?отб-/к/(4-л-^)]1/3 - 0.5 /к. Из условия ¿АА/<//к = 0 находим характерное значение длины 4 , которое определяет глубину перебура:

"ер р-х 9„(о) (2'3)

Сетка размещения отбойных скважин одинакового диаметра В общем случае размещение отбойных скважин должно бьггь таким, чтобы с максимальной эффективностью реализовать запас потенциальной энергии взрыва на дробление породы. Этому условию соответствует схема, представленная на рисунке 2.1: границы зоны дробления любых трех соседних зарядов (например А, В и С) имеют общую узловую точку Д отстоящую от каждой из трех скважин на одинаковом удалении, равном радиусу разрушения /?р. При этом в междурядном пространстве не остается участков не проработанной породы.

Учитывая, что АБ = ВО = СО = /?р, легко убедиться, что

а = л/3 - Яр (2.4)

А = 1.5-Яр (2.5)

где а - расстояние между отбойными скважинами в ряду, м; Ъ - расстояние между рядами, м.

Радиус разрушения (7?р, м), определяется по формуле

(2.6)

4 я ЧоЛ

При этом расстояние от отбойных скважин предконтурного ряда до

Рисунок 2.1 - Расчетная схема для определения параметров размещения отбойных скважин.

Сетка размещения отбойных скважин разного диаметра. С целью уменьшения зоны нарушения массива при отбойке приконтурных уступов целесообразно использование отбойных скважин разного диаметра: например, основная отбойка производится скважинами диаметром 245 мм, а последний ряд - скважинами диаметром 171 мм (рисунок 2.2).

Для каждого диаметра по отдельности существуют свои параметры сетки бурения (аь 6, для ряда 1 и а2, Ь2 для ряда 2 по рисунку 2.2). В случае их совместного применения расстояние между рядами 1 и 2 (Ь\.2, м) должно быть

уточнено исходя из основного условия - взрыв скважин большего диаметра не должен нарушить скважинные заряды меньшего диаметра.

Исходя из общей логики рассуждений, приведенных выше при определении параметров а и Ь, в качестве пространственной границы для зоны разрушения при взрыве отбойных скважин большего диаметра целесообразно принять границу распределения узловых точек (по рисунку 2.1 точка О) пересечения зон разрушений при взрыве отбойных скважин меньшего диаметра (на рисунке 2.2 эта граница показана штриховой линией). В этом случае расстояние Ь{_2 определяется суммой Д/Н- где ДА - расстояние от ряда размещения отбойных скважин меньшего диаметра до границы распределения узловых точек, м; - радиус зоны разрушения при взрыве отбойных скважин большего диаметра, м. Учитывая, что параметр ДА определяется как

ДА = ~(а2/2)2 (где Я^ - радиус зоны разрушения при взрыве отбойных

скважин меньшего диаметра, м; а2 - расстояние между отбойными скважинами меньшего диаметра, м), а параметр а2 определяется как а2 = 1.5 Яр(2> расстояние Ь\.2 в общем виде равно:

+ (2.7)

Vя"-<7016(1) 2 \"-Чт({2)

где Р[ к р2~ вместимость отбойных скважин соответственно большего и меньшего диаметра, кг/м; ^отед и доар) - расчетный удельный расход на отбойку скважинами соответственно большего и меньшего диаметра (при использовании разных типов ВВ), кг/м3.

На практике, как правило, заряжание всех скважин на блоке производится одним типом ВВ при одинаковой плотности. В этом случае на основе формулы (2.7) можно получить поправочный коэффициент изменения расстояния между соседними рядами отбойных скважин большего и меньшего диаметров (Кь = Ь\.21Ьх):

, 1 Д:кв(2)

1 +---------

.(2.8)

ч 2 Дсо(1) )

Например, при £>ске(1) = 245 мм и Оскв(2) = 171 мм имеем Кь = 0.899. Это означает, что если при отбойке блока скважинами диметром 245 мм расстояние между рядами таких зарядов составляет, например, Ь\ = 6 метров, то при использовании последнего ряда скважин диаметром 171 мм расстояние между ним и предпоследним рядом скважин диаметром 245 мм составит уже не 6 метров, а ¿1.2 = 6 х 0.899 = 5.4 м. Расстояния между скважинам в ряду (а1 и а2) соответствуют первоначальным расчетным и остаются без изменений.

Интервал замедления. На основе расчета скорости перемещения породы под действием равновесной части ПД (поршневое действие) и учета дально-

сти перемещения, достаточной для эффективного дробления взорванной породы, получена формула расчета необходимого интервала замедления:

л а-Ь

Д t =

1 Г„ (r»sk

(2.9)

£>ск. \2-я-иул ую Го-1 1373;

Корректировка параметров размещения и взрывания отбойных скважин при изменении их базовых значений. В определенных ситуациях базовые значения глубины перебура или длины недозаряда могут бьпъ намеренно изменены: например, при отработке надбермового горизонта длина недозаряда отбойных скважин предконгур-ного ряда может бьпъ увеличена с целью сохранения бровки формируемого уступа, а при отработке бермового горизонта с целью обеспечения сохранности формируемой бермы отбойные скважины могут буриться с нулевым перебуром, либо с недобуром до проектной отметки бермы. Для таких условий на основе использования принципа энергетического и геометрического подобия получены расчетные формулы по корректировке параметров размещения отбойных скважин и интервалов замедления (параметры без индекса относятся к базовым, с индексом 2 - к новьм):

Ь, =Ъ-

Ну +/пер(2)-/заб(2) п у т' пер 1 заб

(2.11)

Д ,2=Д,3+^Г'заб(2)

На.1—1 " у т'пер 'заб

Особенности размещения отбойных скважин первых рядов Основное отличие в размещении отбойных скважины первых рядов заключается в том, что при их бурении станок может приближаться к бровке уступа только на определенное безопасное расстояние, а взрыв таких скважин происходит в условиях породного слоя переменной толщины, что обусловлено достаточно пологим откосом отбиваемого уступа, оставшимся после взрыва примыкающего блока. На основе выполненного анализа получены зависимости и разработана методика, позволяющая определить параметры размещения и заряжания отбойных скважин первого ряда, а также выявить необходимость использования наклонных скважин во втором и последующих рядах. Установлены условия, при которых требуется бурение спаренных скважин, а также получены формулы расчета расстояния между ними и параметров их заряжания.

Особенности размещения и взрывания отбойных скважин предконтур-ных рядов С целью снижения степени взрывного разрушения бровки формируемого уступа при отработке блока в условиях существующей отрезной щели была разработана схема пространственно-временного перераспределения от-

Рисунок 2.3 - Принципиальная схема размещения отбойных скважинных зарядов предконтурного ряда.

бойных зарядов, основная идея которой заключается в следующем (рисунок 2.3): между основными отбойными скважинами 1 предконтурного ряда, пробуренными по сетке обычных технологических скважин при отбойке блока, забуривают дополнительные отбойные скважины 2 определенной длины; длину заряда в дополнительных скважинах принимают ИЗ условия /зар(2) £ [(вротб)/^^)]03; основные отбойные скважины 1 заряжают только до уровня забоя дополнительных скважин. Иными словами, верхняя часть заряда основных технологических скважин /, принятых на отбойке блока, в предконтурном ряду переносится в дополнительные отбойные скважины 2. Взрывание основных и дополнительных скважин осуществляют поочередно короткозамедленно.

Помимо схемы пространственно-временного перераспределения отбойных зарядов предконтурного ряда эффективным методом снижения динамической нагрузки на берму и откос формируемого в ко" нечном положении уступа явля-Рисунок 2.4. - Схема размещения отбойных ется следуюший (рису„ок 2.4):

скважин при отработке надбермовогоуступа. с целью обеспечения сохранности бровки формируемого уступа недозаряд отбойных скважин предконтурного ряда (/Мб(1), м) увеличивается, а для снижения вероятности образования негабарита в предконтурной зоне недозаряд отбойных скважин предпоследнего ряда

'3.6(1)

'»6(2)

-4-

(¿мод, м) уменьшается до предельно допустимых значений. В остальных отбойных скважинах блока величина недозаряда (/иб, м) остается расчетной. Определение новых значений /мб( 1) и производится следующим образом. В общем случае длина забойки (недозаряда) определяется по формуле (2.1). Расчетное значение длины забойки /м6 отбойных скважин в целом по блоку определяется из условия итах= 0 как /за6 = 8- ротб )/(9 • <7от6) . Расчетное значение длины забойки /м6(2) отбойных скважин предпоследнего ряда определяется из условия

"шах — 1 Как =

' Ротб)/(27"9отб ) • Соответственно разница Д/я6 - /м6 - /м6(2) определяет длину дополнительной верхней части заряда в отбойных скважинах предпоследнего ряда, формируемой за счет верхней части заряда отбойных скважин предконтурного ряда, новая (увеличенная) длина забойки которых определяется как /за6(I) = /м6 + Л и или /м6( 1) = 2- /Юб - /заб{2)-

При отработке бермового горизонта необходимо выполнение двух

главных требований: обеспечение безопасных условий размещения бурового станка при бурении отбойных скважин предконтурного ряда и качественная проработка предконтурного породного слоя вплоть до проектной отметки выемки.

В результате натурных опытов по сбрасыванию камней с бровки вертикального уступа получено уравнение аппроксимации траектории полета камня, наиболее удаленной от поверхности откоса: Х= (2.7955+43048 Л)0М.6720, где X - расстояние от камня до поверхности вертикального откоса, м; к - высота падения, м. Из этой зависимости следует, что на уровне И = 14 16 м (при средней высоте надбермового уступа 15 м) камни пролетают на удалении Х= 6.3 + 6.8 м от поверхности откоса. Это означает, что буровой станок при бурении отбойных скважин предконтурного ряда в условиях отработки бермового уступа может нахо-= 6.3 -г 6.8 м) от откоса форми-

Рисунок 2.5 — Пояснительная схема размещения отбойных скважин предконтурного ряда.

диться не ближе указанного расстояния (Лвез

руемого уступа. Вместе с тем, при вертикальных отбойных скважинах расчетное расстояние от предконтурного ряда до щели составляет Ь,, причем, 20

расстояние от предконтурного ряда до щели составляет Ы, причем, как правило, Ь. < Ябе,. Очевидно, что в этом случае предконтурный ряд должен быть представлен наклонными скважинами (рисунок 2.5), обеспечивающими дополнительное удаление станка от поверхности вертикального откоса при обурива-нии предконтурного ряда.

В результате решения задачи получены следующие расчетные формулы: удаление отбойных скважин предконтурного ряда от отрезной щели на уровне проектной отметки выемки равно А = 1Ц\\^а>-2-(\+\)]у*, расстояние от устья отбойных скважин предконтурного ряда до отрезной щели равно = Иы + Доб> где Вт6 - расстояние от передней кромки кабины бурового станка до бурового сгава, м (например, для бурового станка 1>2458 = 2.0 м), угол забуривания отбойных скважин предконтурного ряда равен Д = ап^[(£гЛ)/#у], угол забуривания отбойных скважин предконтурного ряда равен Д = згОф^Рх - (рг - Ы^УНу], где Д62 - смещение линии забуривания отбойных скважин второго предконтурного ряда от линии забуривания отбойных скважин первого предкошурного ряда, м (при этом нужно иметь в виду, что отрицательные значения угла свидетельствуют о неправильном задании величины Д62. В этом случае необходимо принять Д = 0 и определить смещение ДЬ^)-

Обоснование энергетически эффективных схем инициирования При одной и той же сетке бурения отбойных скважин выбор схемы инициирования определяет эффективность действия массового взрыва Для выявления особенностей такого выбора были использованы формулы (2.4) и (2.5), а также формула (2.16), применительно к отбойным зарядам имеющая вид а*=АиОя/дчо))05 -Аю-

Варианты схем размещения одновременно взрываемых отбойных скважин, забуренных по энергетически эффективной шахматной сетке, показаны на рисунке 2.6. Для первой схемы инициирования (рисунок 2.6, а) расстояние между отбойными скважинами в диагонали а^ = [(а/2)2 + Ь2]05, расстояние между диагоналями ¿у^ = [а2 - (ад(]/2)2]05. Для второй схемы инициирования (рисунок 2.6, б) соответственно ад(2) = [(1.5-а)2 + б2]05 и 6Д(2) = [а2 - (а^^)2]05.

Результаты анализа показывают, что при реализации первой схемы инициирования (рисунок 2.6, а) расстояние а^ между одновременно взрываемыми отбойными скважинами существенно меньше предельного расстояния аю определяющего параметры формирования щели. Это означает, что часть ПД- заполняя образованную щель, будет работать на выброс слоя породы без его качественного дробления. При реализации второй схемы инициирования (рисунок 2.6, б) расстояние а^ между одновременно взрываемыми отбойными скважинами существенно больше предельного расстояния ак определяющего параметры формирования щели. Это означает, что ПД будут работать на дробление породы без дополнительных потерь начальной энергии взрыва. При поперечной схеме отбойки (рисунок 2.6, в) расстояние а„ = ЪЬ между одновременно взрываемыми отбойными скважинами равно расстоянию а^у, однако

при этом количество одновременно взрываемых скважин в ряду меньше, чем при диагональной (рисунок 2.6, б). Использование приведенных выше формул позволяет определить величину коэффициента сближения одновременно взрываемых скважинных зарядов следующим образом: для первой схемы инициирования т = 2/3°5 « 1.155; для второй схемы инициирования т = 2-305 » 3.464; для третьей схемы инициирования те = 2-3°5 =3.464.

Таким образом, с точки зрения полноты использования начальной энергии взрыва на дробление отбиваемого породного объема наиболее целесообразными можно считать диагональную и поперечную схемы инициирования, причем поперечная схема отбойки позволяет в полтора - два раза снизить количество ВВ на ступень замедления.

Оценка целесообразности применения сыпучей забойки отбойных скважин и ее эффективной длины На основе использования уравнений динамической совместности и характера изменения параметров состояния равновесной части ПД в процессе расширения котловой полости установлено, что в процессе уплотнения и выталкивания забойки участвуют равновесная часть ПД не всего заряда, а лишь ее концевой (непосредственно примыкающей к забойке) части, длина которой увеличивается по мере уплотнения и выталкивания забойки. При этом скорость перемещения фронта волны уплотнения забойки определяется разницей давлений в зоне разуплотнения ПД и давления в зоне покоя забойки, а скорость перемещения фронта волны разуплотнения ПД определяется разницей давлений в зоне покоя ПД и в зоне их разуплотнения. В рамках этой расчетной схемы установлено, что при обратном инициировании отбойных скважинных зарядов нет физических предпосылок для улучшения качества

ЧЧЧЧЧЧЧЧЧЧЧЧЧЧЧЧЧЧЧ1

Рисунок 2.6 - Схемы размещения одновременно взрываемых отбойных скважин.

дробления породы по всей высоте уступа. Вместе с тем, в случае применения забойки существенно возрастает величина разрушающего импульса, переданного породе непосредственно из зоны разуплотнения ПД, в то время как давление в этой зоне при взрыве без забойки давление вообще ниже предела прочности породы на сжатие. Отсюда следует, что уменьшение длины недозаряда, соответствующее увеличение длины верхней части колонки заряда и применение забойки может способствовать увеличению интенсивности разрушения приповерхностной части уступа и снижению выхода негабарита из этой зоны.

Обоснование рационального диаметра контурных зарядов и параметров контурного взрывания. Поскольку, как показано выше, приоритетным механизмом формирования щели при контурном взрывании является поршневое действие равновесной части ПД контурных зарядов, для формирования отрезной щели запас энергии равновесной части ПД в объеме скважины должен быть достаточным для разрыва сплошности породы между двумя соседними контурными скважинами и не должен превышать величины, начиная с которой реализуется неуправляемое разрушение породы вглубь массива (рисунок 2.7).

10 15 20 23 30 35 40 45 50 55

Осж/ Ор

Рисунок 2.7 - Зависимость параметра сттш/<усж от соотношения осж/<Ур.

Исходя из этого получена формула для определения диаметра (г/0 , м) контурного заряда сплошной колонковой конструкции:

¿П =д.

2к

О-О-ОГвв^

(2.13)

уд _

При этом:

а» =

О-щах =СГ % а.

л (\-2-v — + аШя\----

2 I

(2.14)

(2.15)

где V- коэффициент Пуассона породы, ед.

Исходя из энергоемкости хрупкого разрушения породы были получены формулы расчета расстояния между контурными скважинами: - для сухих скважин:

ак = £>скв

Гв в

\ч н(0)

- для водонаполненных скважин:

У вв

■к.

ак =¿0

■к.

9к(0)

(2.16)

(2.17)

где кп = 2 » 1.189 - функциональный числовой коэффициент, учитывающий взаимодействие соседних контурных зарядов.

Длина забойки (недозаряда) контурных скважин определяется по формуле

ч*~ 1

^заб ^скв

¿0

(2.18)

СКВ /

у 9 <7рыхл

Глубина перебура контурных скважин равна /пер = аК, но не должна быть меньше, чем глубина перебура отбойных скважин предконтурного ряда.

В условиях высоконапряженных массивов с целью обеспечения качественного щелеобразования без изменения расстояния между контурными скважинами производят корректировку линейной плотности контурных зарядов по формулер^ио =Рк'0+ где кц,- коэффициент учета уровня напряженного состояния, ед..

Обоснование ширины охранной зоны. Основной причиной разупрочнения породного массива при взрыве является сейсмовзрывное воздействие, ин-

тенсивность которого принято оценивать величиной максимальной скорости смещения (и, м/с) породы в рассматриваемой точке на определенном удалении (Я, м) от заряда. В соответствии со структурой формулы (1.21) запишем:

где - вес одновременно взрываемого ВВ, кг; кс> - коэффициент сейсмичности, определяемый по формулам (1.23) или (1.27) при а^, = 1.

С учетом этого размер области массива, в пределах которой скорость превышает критическое зняп'*им'' • • """"делится равным

Значение входящего в эту формулу параметра может быть получено следующим образом.

Как было показано выше, энергетически эффективными схемами инициирования являются диагональная и поперечная.

Применительно к диагональной схеме инициирования расчетная схема определения Ох показана на рисунке 3.1, где выделена диагональ с максимальным числом отбойных скважинных зарядов весом каждый. С учетом соотношений (2.4) и (2.5) расстояние между соседними скважинами в диагонали равно а = а-305, а угол наклона диагонали к линии размещения последнего ряда отбойных скважин равен /9 = 30°.

Используем следующий методический прием: сейсмическое действие N скважинных зарядов будем рассматривать как аналогичное сейсмическое действие одного эквивалентного заряда весом (2эю> = при этом зона

влияния такого заряда ограничивается областью размером Д., определяемым по формуле (3.2) при = 0ЭКВ. Тогда в соответствии с расчетной схемой, приведенной на рисунке 3.1, получаем:

(3.1)

(3-2)

(3.3)

ЛИНИЯ РАЗМЕЩЕНИЯ КОНТУРНЫХ СКВАЖИН

Г11111Ч Ч 1111111111111111111111 Ч ' I' 11111111111111 Рисунок 3.1 - Расчетная схема для диагональной схемы инициирования.

Из условия dLoxр jdN = 0 получаем формулу для определения количе-

ства учитываемых скважинных зарядов:

N. =

3-V3,

К. ж

(3.4)

"Р а™

Полученное значение N• используют в расчете по формуле (3.3). Если же значение N. окажется больше фактического числа NCKB отбойных скважин в диагонали, то в расчете используется значение Nca¡.

Применительно к поперечной схеме инициирования расчетная схема определения Q-¿ показана на рисунке 3.2, где выделен поперечный ряд с максимальным числом отбойных скважинных зарядов весом QCKB каждый и максимально приближенный к охраняемому массиву.

В этом случае получаем:

■^охр -

Nt = kc. 4Qci

(3 bfA

(3.5)

(3.6)

Полученное значение N. округляют и используют в расчете по формуле (3.5). Если же значение N. окажется больше фактического числа /УС1а, отбойных скважин в поперечном ряду, то в расчете используется значение ЛГСКВ.

ЛИНИЯ РАЗМЕЩЕНИЯ КОНТУРНЫХ СКВАЖИН

Рисунок 3.2 — Расчетная схема для поперечной схемы инициирования.

Расчетное значение критической скорости и^ может быть получено из ранее установленного соотношения ищ, = На рисунке 3.3 показан ха-

рактер изменения критической скорости смещения в зависимости от прочностного параметра^ = сГр/107 для 105 типов пород, фактические свойства которых заимствованы из различной справочной литературы. Высокий коэффициент корреляции А"корр = (Я2)05 я 0.91 свидетельствует об устойчивой взаимосвязи между этими параметрами.

В качестве иллюстрации на рисунке 3.4 показаны графики зависимости ширины охранной зоны от прочностного параметраУр = сгр/107. Расчеты производились по формулам (3.3) - (3.6) для тех же 105 типов пород при К^ = 5. Параметры размещения и заряжания отбойных скважин диаметром йсш = 250 мм на уступе высотой Ну = 15 м рассчитывались по методике, приведенной выше (взрывчатое вещество - эмулит ВЭТ-700, уш =1150 кг/м3, иуд = 2702 кДж/кг). На этом же рисунке показано распределение точек, соответствующих расстоянию /?. = ¿мр/3. Как видим, эти точки лежат существенно ниже кривых / и 2, что подтверждает корректность выполненных оценок (как было показано выше, начиная с расстояния Я» = 1мр/3 скважинный заряд может рассматриваться как сосредоточенный весом Q = ¿ир р).

Рисунок 3.3- Зависимость критической скорости смещения от прочностного параметра/р.

Рисунок 3.4-Зависимость ширины охранной зоны от прочностного параметра/р

При этом установлено (рисунок 3.5), что для поперечной схемы инициирования количество учитываемых отбойных скважин практически ограничивается одной, в то время как для диагональной схемы инициирования их число может достигать четырех.

1 О

а 5 10 15 20 25 30 35 40

Рисунок 3.5 - Зависимость количества учитываемых отбойных скважин от коэффициента крепости пород.

Результаты аналогичных расчетов, выполненных для тех же 105 типов пород, но при категории трещиноватости пород К^ = 3, показали, что размер охранной зоны в этом случае возрастает незначительно (на 15 - 17 процентов), что обусловлено соответствующим данной категории трещиноватости изменением параметров размещения и заряжания отбойных скважин и несколько меньшим количеством учитываемых отбойных скважин.

Таким образом, учитывая блочное строение реального массива, а также то, что сцепление по контактам блоков редко превышает 10 МПа, из полученных данных следует, что ширина охранной зоны слабо зависит от схемы инициирования (об этом можно судить по числовым коэффициентам в соответствующих аппроксимирующих зависимостях, приведенных на рисунках) и может быть принята равной 30 - 40 м. Это означает, что в отсутствие контурной щели граница блоков технологической массовой отбойки с использованием скважин-ных зарядов диаметром 250 мм не должна приближаться к проектному контуру уступа в его предельном положении ближе чем на указанное расстояние.

Приведенные выше результаты получены для отбойных скважин диаметром 250 мм, наиболее широко используемых в отечественной практике открытой разработки месторождений. Вместе с тем, на основной отбойке могут использоваться и скважины уменьшенного диаметра (например, при использовании импортных буровых станков с целью повышения производительности и снижения размера среднего куска взорванной порода). Рассмотрим результаты

, Дмляшпки схнш

аналогичных расчетов, выполненных применительно к буровому станку ROC L8 (Atlas Copeó) при диаметре отбойных скважин 165 мм.

На рисунке 3.6 показаны результаты расчетов ширины охранной зоны при = 5. Если сравнить полученные результаты с приведенными на рисунке » 3.5 для диаметра 250 мм, то можно убедиться, что несмотря на уменьшение диаметра отбойных скважин в полтора раза ширина охранной зоны уменьшилась незначительно. Это обусловлено сокращением сетки бурения отбойных , скважин уменьшенного диаметра и соответствующим увеличением числа учитываемых отбойных скважин (сравните рисунки 3.7 и 3.5).

Рисунок 3.6- Зависимость ширины охранной зоны от прочностного параметра

Аналогичные результаты получены и при К^ = 3: ширина охранной зоны уменьшилась также незначительно, что обусловлено сокращением сетки бурения отбойных скважин уменьшенного диаметра и соответствующим увеличением числа учитываемых отбойных скважин.

Отсюда следует достаточно важный технологический вывод: применение на основной отбойке скважин уменьшенного диаметра не приводит к существенному уменьшению ширины охранной зоны, поскольку связано с сокращением сетки бурения и увеличением количества учитываемых отбойных скважин.

7 6

5 ? 4

** 3 2 1

• X-И N »«КК К' НС ИХ-« хне*

х кнзаг к I

Диагональная схема

(—Н-к — ж м

Поперечная схема

.4. —

20 /

Рисунок 3.7 — Зависимость числа учитываемых отбойных скважин от коэффициента крепости пород.

Предельная высота уступа. Фактический удельный расход ВВ на отбойку блока равен дфакт = (р01б-£зар)/(а-6-#уст)- После раскрытия значений всех входящих параметров и некоторых упрощений, а также учитывая, что отбойные скважины заряжают на полное сечение, из условия < находим:

Яуст <3.467-

А.

<7атб

(3.7)

Эффективная высота уступа Одним из технологических параметров является энергетически активная длина (/»„, м) отбойных скважинных зарядов, которая имеет четкий физический смысл: это длина заряда, который успевает полностью сдетонировать за время передачи энергии взрыва в породу. Следовательно, активная длина заряда определяется как /ак1 = /тах Д где /гаах - время полного расширения котловой полости, с; £> - скорость детонации, м/с. С учетом полученных формул (2.2) для расчета длины забойки /за6 и (2.3) для расчета длины перебура /пер параметр 1гкг позволяет оценить эффективную высоту уступа, отбиваемого вертикальными скважинными зарядами, как Яуст = /м6 /пер или, после раскрытия значений входящих параметров, как

+ /акт"

-=0 5-

_ гч 8

г.. и У1

■Л*2-'}

Л* 373

+ 1.2

Г,

9от6

(3.8)

Последовательность отработки предконтурных блоков Эффективная высота уступа определяет высоту слоя отработки высоких прикошурных блоков и коли-

чество таких слоев. При их отработке нужно стремиться к технологическим схемам, максимально снижающим интенсивность динамической нагрузки на законтурный массив. Например, при отработке блока в два слоя возможны два варианта: без уменьшения (рисунок 3.8) и с уменьшением ширины второго слоя (рисунок 3.9).

Рисунок 3.8 - Отработка предкон-турного блока в два слоя без уменьшения ширины второго слоя.

Рисунок 3.9 - Отработка предкон-турного блока в два слоя с уменьшением ширины второго слоя.

В первом случае отрабатывается только первый породный слой (рисунок 3.8, а), а после уборки взорванной породы отрабатывается второй породный слой (рисунок 3.8, б), при этом количество ВВ на ступень замедления может достигать значительных величин с точки зрения сейсмической нагрузки на законтурный массив. Во втором случае одновременно с отработкой первого породного слоя производится отработка фронтальной части второго породного слоя (рисунок 3.9, а), в результате чего ширина второго породного слоя существенно уменьшается, соответственно уменьшается и динамическая нагрузка на законтурный массив (рисунок 3.9, б).

Особенности формирования бермы уступа по фактору обеспечения безопасности. В условиях высоких уступов с вертикальными или крутонаклонными откосами особое значение должно уделяться обеспечению безопасности производства работ на нижних горизонтах в случае падения породных отдельностей (камней) с бровки или откосов таких уступов. Кроме того, знание параметров движения таких породных отдельностей позволяет определить место размещения щели предварительного откола (ширину предохранительной бермы) и предусмотреть технические решения по обеспечению безопасности основных технологических процессов при послойной отработке предконтурных блоков.

укл

Рисунок 3.10- Расчетная схема.

В результате натурных экспериментов по сбрасыванию камней с бровки уступов высотой 24 м на предельном контуре карьера в условиях рудника «Железный» ОАО «Ков-дорский ГОК» был установлен общий вид эмпирической зависимости скорости движения камней при падении их с бровки откоса уступа: и = А И2 + В И + С, где и - скорость движения, м/с, А - текущее значение высоты, м. При этом для условий вертикальных откосов А = -0.025, В = 1.330, С = 4.542 (стандартные отклонения 8Л = 0.007, 8В = 0.139, 8С = 1.430, коэффициент корреляции Ккорр = 0.902), для условий откосов с углом наклона 60 градусов А = -0.018, В = 1.113, С = 1.925 (стандартные отклонения 8А = 0.011, 8ц = 0.253, 8С = 0.668, коэффициент корреляции ^корр = 0.913). Установлено, что при отсутствии щебеночной подушки дальность поступательного движения отдельных камней может превышать 20 метров, в то время как наличие подушки ограничивает это перемещение практически местом падения камней: они вязнут в щебеночной массе, не имея при этом возможности перемещаться по такой подушке в силу ее рыхлости и достаточной инерционной массе, способной поглотить всю кинетическую энергию падения камня.

Для определения необходимой ширины бермы в условиях высоких уступов с вертикальными откосами могут быть использованы расчетные формулы, позволяющие выполнить упрощенную (дающую некоторый запас в получаемых результатах) оценку вероятной траектории движения камня при его обрушении с бровки уступа. Расчетная схема, использованная при решении задачи, представлена на рисунке 3.10. В случае скошенной бровки диапазон изменения начального угла а,,, а также толщину А/г можно определить достаточно точно по фактическому состоянию уже поставленных уступов.

Горизонтальное удаление (X, м) в зависимости от высоты (К, м), начальной скорости (о0 , м/с) и начального угла , градусы) определяется по формуле (где g - ускорение силы тяжести, м/с2):

Х =

1 + -

2-Щ-У

(и0 8ша0)2

-1

"о2

БШ1

(2«о)

2-Е

(3.9)

РОС НАЦИОНАЛЬНАЯ БИБЛИОТЕКА С. Петербург < N « «г

При этом:

2-2-ДЛ' (1 - ^тр(ск))- 1

(3.10)

где А^р(п) - коэффициент трения покоя, ед.; к^ск) - коэффициент трения скольжения, ед.

Коэффициент трения покоя определяет условия срыва камня, а коэффициент трения скольжения - условия его последующего движения по площадке скоса. При этом, как правило, >

При расчете параметров траектории по приведенной выше формуле для условий скошенной бермы к параметрам X и У необходимо прибавлять соответствующие геометрические параметры площадки скоса вдоль осей X и У.

При анализе траекторий движения камней при падении с вертикального уступа становится очевидным еще одно технологическое решение по предотвращению их скатывания на уступы нижних горизонтов - формирование обратного уклона бермы (рисунок 3.10). Смысл обратного уклона заключается в предотвращении появления горизонтальной компоненты вектора скорости, которая определяет дальность перемещения камня по берме. Это может бьггь достигнуто в том случае, если линия траектории движения камня в месте падения будет нормальна к поверхности бермы. С этой точки зрения полученная зависимость (3.9) позволяет определить величину соотношения Вую/йув, как (¡У!с1Х\

Например, при коэффициентах трения - 0.5 и &1р(ск) ~ 0.25, начальном угле ао = 50°, толщине нарушенного слоя АЛ = 3 м и высоте уступа #уст = 30 м получаем: ц> » 1.9 м/с, У = #уст - А/г = 27 м, В^ / йукл к ] 8.8 (иными словами, при ширине бермы на участке уклона ВуЮ1 = 12 м его высота должна составлять не менее Аукл = букл/18.8 = 12.0/18/8 ~ 0.64 м).

Обеспечение контроля качества заоткоски формируемых уступов. С целью обеспечения контроля качества заоткоски формируемых уступов была разработана, изготовлена и апробирована в промышленных условиях установка, выполненная на базе лазерного измерителя расстояний «ЬЕМ-30», позволяющего без применения специальных отражающих приспособлений определять расстояния до 30 метров с погрешностью ± 3 мм. Принцип измерений заключается в определении линии фактического профиля откоса уступа в полярных координатах и последующем переходе к прямоугольным в системе координат расстояния (I, м) и высоты (Я, м). В результате получаем линию факта-

(3.11)

ческого профиля откоса уступа, которая статистически характеризуется некоторой линией регрессии и линией проектного положения.

Данные инструментальных наблюдений должны быть корректно обра-•1 ботаны, проанализированы и правильно интерпретированы с тем, чтобы максимально эффективно использовать результаты выполненного анализа для управления технологией буровзрывных работ. Учитывая, что практикуемые в настоящее время методы оценки качества заоткоски носят в значительной степени субъективный характер и как правило ограничиваются определением процента видимых отпечатков контурных скважин, был разработана и апробирована в условиях рудника «Железный» ОАО «Ковдорский ГОК» методика объективной оценки качества заоткоски уступов на основе данных прямых инструментальных измерений с помощью указанной установки. Одновременный учет основных технологических параметров осуществляется путем введения комплексного показателя вида:

К = —(-—-л--—- (3 12)

1-ехР1-*тр] ¿ср(аЬ5) + Дскв

где Ра - процент анализируемой выборки от общего числа точек на профиле, выраженный в долях единицы; Ар - угол отклонения линии регрессии от проектного положения боковой поверхности уступа, выраженный в радианах; ^ср(аЬ5) _ статистический показатель средней абсолютной величины отклонения, выраженный в метрах; 1>скв — диаметр контурных скважин, выраженный в метрах; Клр - категория трещиноватости пород, ед.

Разработанный показатель оценки качества заоткоски носит объективный характер, поскольку включает только данные непосредственных инструментальных измерений.

Поскольку диапазон изменения комплексного показателя К (от нуля до единицы) дает только количественную оценку, на основе использования фундаментального числа е (основание натурального логарифма, е = 2.7183..) и анализа его применения при описании различных физических процессов было выполнено обоснование внутренних границ, позволяющих использовать качественную терминологию. Первой из внутренних границ принято значение показателя, равное К\ = 1/е1 « 0.368. Эта величина является нижней границей существенно значимых значений. Показатель уровня, более высокого по сравнению с первой границей, определен как /Гц = 1- 1/е1 « 0.632. Это так называемая нормальная величина, характеризующая среднестатистический уровень исследуемого параметра. Показатель уровня, более высокого по сравнению со второй границей, определен как Кщ ~ 1- 1/е2 * 0.865. Эта величина характеризует уро-" вень выше среднестатистического. Установленные внутренние границы позво-

ляют объективно разделить диапазон изменения показателя К на четыре зоны, каждая из которых может быть определена качественно как «Отлично», «Хорошо», «Удовлетворительно» и «Плохо».

£ ал

е 06

1 04

о С 02

Оютп

Удоятарптю

V ^—т 1

V | Шюхо

100

400

300

200 300

Отстояние, м

Рисунок 3 11- Пример распределения комплексного показателя качества вдоль вертикального уступа горизонта 142 м (рудник «Железный» ОАО «Ков-дорский ГОК»),

4. Применение технологии щадящего взрывания, базирующейся на выявленных закономерностях взрывного энергонасыщения породного массива, учете его прочностных свойств и структурных особенностей, а также особенностей пространственного размещения отбойных скважин при отработке приконтурных блоков, в сочетании с обоснованными технологическими требованиями, ограничениями и предложенным методом объективного контроля качества заоткоски обеспечивает безопасную постановку в конечное положение высоких уступов с вертикальными или крутонаклонными откосами и создает условия для их долговременной устойчивости.

В результате комплекса опытно-промышленных работ, выполненных в условиях рудника «Железный» ОАО «Ковдорский ГОК», Ньоркпахкского карьера Восточного рудника и карьера Центрального рудника ОАО «Апатит» с применением контурных скважин как уменьшенного (105 - 146 мм), так и обычного (245 - 251 мм) диаметров и заряжании контурных скважин как штатными зарядами ЗКВГ-60, так и зарядами гирляндовой конструкции из патронированного (диаметром 90 мм) аммонита 6ЖВ были подтверждены основные положения разработанных методик инженерных расчетов параметров размещения, заряжания и взрывания как контурных, так и отбойных скважинных зарядов.

Рисунок 4.2 -Видуступа, образованного после опытного взрыва (рудник «Железный» ОАО «Ковдорский ГОК»).

Рисунок 4 1- Общий вид участка сформированного уступа высотой 30 м (Ньоркпахкский карьер Восточного рудника ОАО «Апатит»).

Экспериментальная оценка эффективности применения сыпучей забойки отбойных скважин. Проверка реальной эффективности применения сыпучей забойки выполнялась при взрыве протяженного рабочего блока высотой 12 м на горизонте 214 м карьера рудника «Железный» ОАО «Ковдорский ГОК». При этом количество рядов отбойных скважин составляло 8-9, что обуславливало высокую однородность дробления. Сравниваемые участки блока представлены ийолитами IV категории трещино-

ватости. Диаметр отбойных скважин - 244.5 мм, сетка шахматная (7.0 х 6.0 м), тип ВВ - эмулит ВЭТ-700. Объем опытного участка составил 53 900 м3. Незаряжаемая часть скважин заполнялась забоечным материалом, состоящим из смеси мелкой фракции щебня (2/3 части) и отсевов дробления (1/3 часть). Забойка скважин производилась спустя сутки после заряжания скважин. Фактический удельный расход ВВ - 1.131 кг/м3. Объем контрольной части взрыва - 55 800 м3. Забойка не применялась. Фактический удельный расход ВВ - 1.141 кг/м3. Замеры грансостава взорванной породы, выполненные специалистами Горной лаборатории Инженерного центра ОАО «Ков-дорский ГОК» по принятой на руднике методике (фотолинейным способом в забое экскаватора и линейным способом на отвале №1), показали практически одинаковую степень дробления породы в опытной и контрольной частях блока: результаты замеров фотолинейным способом показали близость значений среднего размера куска на опытном (39.9 см) и контрольном (40.5 см) участках взрыва, а также близость выхода фракции свыше 1300 мм (5.2 % и 5.8 %); результаты замеров линейным способом на отвале №1 показали близость значений среднего размера куска на опытном (46.8 см) и контрольном (44.0 см) участках взрыва, а также близость выхода фракции свыше 1300 мм (5.1 % и 4.5 %). Полученные результаты подтверждают вывод о том, что применение сыпучей забойки при обратном инициировании не имеет достаточных физических предпосылок для улучшения качества дробления по всей высоте уступа и может рассматриваться скорее как защитное мероприятие при взрывании вблизи охраняемых объектов.

Оценка эффективности внедрения разработанной технологии. Качественно эффективность технологии щадящего взрывания можно оценить в первую очередь самой возможностью реализации концепции укручения бортов карьера: если в результате применения данной технологии отбойки обеспечивается формирование высоких уступов с вертикальными или крутонаклонными откосами и при этом сохраняется естественная структура приконтурного массива, то эффективность применяемой технологии буровзрывных работ на предельном контуре карьера очевидна.

Количественно эффективность технологии щадящего взрывания можно оценить сокращением объемов дополнительной вскрыши и увеличением объемов добываемой руды с более глубоких горизонтов, нежели это предусмотрено первоначальным проектом с пологими бортами карьера. В этом случае на количественные показатели эффективности влияют такие параметры как пространственное размещение рудного тела, проектный угол наклона борта, коэффициент извлечения концентрата из руды, его себестоимость, а также себестоимость выемки вскрыши. Комплексный учет этих параметров позволяет определить глубину, начиная с которой целесообразно переходить на крутые борта в тех или иных горно-технологических условиях.

Поясним это на примере вертикально падающего протяженного рудного тела - простейшем случае, достаточном для объяснения сути решения задачи.

в„

Дополнительная вскрыша

Дополнительная руда

Рисунок 4 4- Расчетная схема для определения глубины перехода на крутые борта В соответствии с расчетной схемой (рисунок 4.4) получаем: - объем дополнительной вскрыши:

' вскр

"шах "А.

рт

руды

ч № 2 - объем дополнительной руды: 1

(4.1)

2 "тах-Ь У-М 180 2

\tgp.-tgp) (4.2)

где Ятах - максимальная глубина карьера по первоначальному (с пологими бортами) проекту, м; р - угол наклона бортов карьера по первоначальному проекту, град.; А. - глубина перехода на крутые борта, м; Р> - угол наклона бортов карьера по новому проекту, град.; А - минимальная ширина дна карьера, м; брт - ширина рудного тела, м.

Используя эти формулы, прибыль можно определить как

П — ^руды '^ВЫХ ' Црк — ^вскр ' ^вскр (4.3)

где квых - коэффициент выхода концентрата с 1 м3 руды, м3/м3; Црк - цена рудного концентрата, руб./м3; СВС1ф - себестоимость выемки вскрыши, руб./м3.

Введя обозначение X = (Яш - И.ущр, из условия ¿П'с£< = 0 находим характерное значение глубины /г., начиная с которой укручение бортов карьера приносит максимальную прибыль:

2 2 С 2

¿ ¿ вскр Л

(4.4)

Например, численный расчет, выполненный при А = 30 м, = 0.25, Ц^ = 15 руб./м3, СК1ф = 3 рубУм3, показьшает, что при первоначальной максимальной глубине карьера 300 м и угле наклона бортов 45 градусов укручение до 55 градусов даст прирост глубины 123 м и прибыль примерно 35 тысяч рублей с погонного метра рудного тела. Укручение борта до 60 градусов даст прирост глубины 200 м и прибыль примерно 60 тысяч рублей с погонного метра рудного тела.

Таким образом, как видно из приведенного примера, эффективность применения технологии щадящего взрывания на предельном контуре карьера обуславливается величиной прибыли, которая может бьггь получена при надлежащем исполнении работ по постановке высоких уступов в конечное положение.

Область применения разработанной технологии. Область применения щадящей технологии отбойки ограничивается только геолого-структурными особенностями массива на участке взрывания: в случае падения открытых трещин в сторону выработанного пространства под углом 85° - 60° даже в достаточно крупноблочном массиве не удается сформировать полноценный вертикальный откос, поскольку блоки с верхней части уступа во время уборки взорванной породы сползают по плоскостям трещин, тем самым существенно уменьшая ширину предохранительной бермы. В таких условиях при надлежащем геомеханическом обосновании целесообразно формировать так называемые комбинированные уступы, в которых верхняя треть заоткошена по плоскости естественных трещин, а нижние две трети - вертикально. Однако при этом следует иметь в виду, что генеральный угол наклона борта карьера будет несколько меньше, чем в случае полной вертикальной заоткоски уступов.

Направления дальнейших исследований. Направления дальнейших исследований обусловлены в первую очередь теми перспективами, которые открываются в рамках концепции укручения бортов карьеров: во-первых, это исследование вопросов, связанных с влиянием напряженно-деформированного состояния прибортовой части массива на эффективность и безопасность заоткоски уступов на нижних горизонтах глубоких карьеров; во-вторых, это разработка новых конструкций контурных зарядов, сокращающих время подготовки ко взрыву и продолжительность нахождения их в обводненных условиях; в-

третьих, это совершенствование комплексного подхода к проектированию и производству буровзрывных работ на предельном контуре карьера с применением современных компьютерных технологий, средств спутниковой навигации и локальных информационных сетей.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

Представленная диссертация является научно-квалификационной работой, в которой изложены научно обоснованные технические и технологические решения, вносящие значительный вклад в развитие экономики страны за счет увеличения продолжительности разработки месторождений открытым способом, сокращения объемов дополнительной вскрыши и подотвальных площадей, прироста добычи руды при разработке более глубоких горизонтов, наиболее низкой себестоимости производства и максимальной прибыли от реализации продукции. В работе изложены научно обоснованные результаты развития теории проектирования буровзрывных работ на предельном контуре карьера в рамках концепции укручения его бортов, предполагающей снижение затрат на вскрышные работы при добыче полезных ископаемых открытым способом за счет постановки на предельном контуре высоких уступов с вертикальными или крутонаклонными откосами и обеспечения долговременной устойчивости таких уступов. Представлено обоснование теоретической базы, используемой при решении основных технологических задач, изложены методические положения по расчету базовых элементов технологии щадящего взрывания, установлены особенности производства буровзрывных работ на предельном контуре карьера, выполнено обоснование технологических требований и ограничений, представлены результаты промышленной апробации и натурных экспериментов.

Основные научные и практические результаты исследований заключаются в следующем:

1. Предложена функциональная зависимость, характеризующая изменение напряжения в упругой продольной волне во времени, на основе которой установлено, что на границе области разрушений максимальное напряжение в упругой продольной волне превышает статический предел прочности на одноосное сжатие примерно в 1.95 -2.15 раза для сосредоточенных зарядов и в 1.61 - 1.65 раза для линейных зарядов.

2. На основе анализа особенностей динамического нагружения породного массива получена функциональная зависимость, отражающая взаимосвязь коэффициента сейсмичности массива с прочностными характеристиками пород, энергетическими характеристиками используемого типа ВВ и условиями размещения заряда по отношению к свободной поверхности.

3. На основе установленных функциональных и корреляционных связей разработана формула оценки величины расчетного удельного расхода ВВ на отбойку породы в зависимости от ее прочностных свойств, степени трещиноватосги, энергетических характеристик используемого типа ВВ, конструкции скважинного заряда и уровня напряженного состояния отбиваемого участка массива.

5. Установлено, что давление продуктов детонации контурных зарядов в объеме контурных скважин на момент их взаимодействия со стенками скважины не должно превышать максимальное сжимающее напряжение, равное (0.1 - 0.6)егсж в зависимости от соотношения <гсж /<тр.

6. Разработан комплексный показатель объективной оценки качества заоткоски формируемых уступов, отражающий реальные условия взрывания и включающий только те параметры, которые получены на основе прямых инструментальных измерений. На основе предложенного комплексного показателя разработана шкала оценки качества заоткоски.

7. Разработаны основные технологические требования к порядку формирования предконтурных блоков, их ширине, максимальной высоте и очередности отработки с учетом условий производства буровзрывных работ.

8. Разработаны методики инженерных расчетов всех технологических параметров, необходимых для проектирования и производства буровзрывных работ на предельном контуре карьера в щадящем режиме.

9. Разработана методика объективной оценки качества заоткоски формируемых уступов, основанная на предложенном комплексном показателе, отражающем влияние основных геолого-структурных факторов и технологических параметров постановки уступов в конечное положение.

10. Разработана эффективная технология производства буровзрывных работ на предельном контуре карьера, позволяющая производить постановку высоких уступов с вертикальными или крутонаклонными откосами и обеспечивающая сохранность законтурного массива.

новки в конечное положение скальных уступов юго-восточного участка борта карьера рудника «Железный» ОАО «Ковдорский ГОК» ниже горизонта +166 м в зоне выявленных деформаций, в проект опытно-промышленного участка Ньоркпахкского карьера рудника «Восточный» ОАО «Апатит» и в проект опытно-промышленного участка карьера Центрального рудника ОАО «Апатит».

Экономический эффект от внедрения результатов работы определяется приростом запасов и уровнем мировых цен на соответствующие виды концентратов. В частности, реализация проекта укручения бортов карьера рудника «Железный» ОАО «Ковдорский ГОК», разработанного институтом «Гипрору-да» по указанному выше технологическому регламенту «Геомеханическое и техническое обоснование .. », позволит достичь отметки дна карьера "-650 м" (против "-350 м" по первоначальному проекту), в результате чего прирост запасов составит 250 млн. тонн руды, из которой можно будет получить 88.5 млн. тонн железного концентрата, 29.6 млн. тонн апатитового концентрата и 100.5 тыс. тонн бадделеитового концентрата. При средних мировых ценах на эти виды продукции (-35 $/т железный концентрат, ~ 50 $/т апатитовый концентрат и - 2000 $/т бадделеитовый концентрат) выручка от ее реализации (без учета производственных затрат) составит примерно 4.7 + 4.8 млрд. долларов США.

Результаты исследований опубликованы в следующих основных работах:

1. Фокин В.А. К вопросу о влиянии плотности ВВ на скорость детонации // Рукопись деп. в ВИНИТИ 24.05.90, № 2857-В90. - 11 с.

2. Фокин В.А., Сиротюк Г.Н.Совершенствование методики расчета оптимальных параметров контурного взрывания // Гидротехническое строительство. - 1990. №4. - С. 31 - 32.

3. Фокин В.А. Опытно-промышленная проверка эффективных параметров скважинной отбойки при отработке уступа в условиях большепролетного подземного сооружения // Проблемы развития транспортных и инженерных коммуникаций. - 1998. №3. - С. 22 - 26.

4. Фокин В.А. Оценка степени влияния точности забуривания отбойных скважин на выход негабарита // Горный журнал. - 2000. №2. - С. 36 - 38.

5. Фокин В.А. О причинах хрупкого разрушения скальных пород вблизи поверхностей обнажения // Известия ВУЗов. Горный журнал. - 2000. №4. -С. 1 -9.

6. Фокин В.А. К вопросу определения предела прочности на одноосное сжатие // Известия ВУЗов. Горный журнал. - 2002. №4. - С. 20 - 22.

7. Фокин В.А. О взаимосвязи нормальных и касательных напряжений в массивах (в порядке обсуждения) // Известия ВУЗов. Горный журнал. - 2003. №6.-С. 40-47.

8. Фокин В.А., Александров В.А., Тогунов Б.М. Методика оценки качества контурного взрывания на карьерах // Горный журнал. - 2003. №3. - С. 30 - 33.

9. Фокин В.А., Тарасов Г.Е., Александров В.А., Тогунов М.Б., Коробов В.П. Опытно-промышленная проверка параметров БВР для постановки вертикальных уступов в конечное положение // Горный журнал. - 2003. № 11. - С. 25 - 29.

10. Фокин В.А. О взаимосвязи параметров статического и динамического нагружения породного массива // Известия ВУЗов. Горный журнал. -2003. №1. -С. 10-14.

11. Фокин В.А. О расчете удельной работы объемного сжатия породы // Известия ВУЗов. Горный журнал. - 2003. №5. - С. 15 - 18.

12. N.N.Melnikov, S.Reshetnyak, V.Fokin, l.V.Melik-Gaykazov. Vertical bench slopes used for steeping pit final walls // 2003 SME Annual Meeting and Exhibition, February 25-27, 2003, Cincinnati, U.S.A., M&E/AM Transactions Vol. 314. -2003.-PP. 116-120.

13. Фокин B.A. Об эффективной длине забойки отбойных скважин // Известия ВУЗов. Горный журнал. -2004. №1. -С. 16- 79.

14. Фокин В.А., Абрамов Н.Н., Кабеев Е.В. Инструментальное изучение глубины техногенных нарушений при скважинной отбойке в карьерных условиях // Горный журнал. - 2004. №2. - С. 49 - 51.

15. Фокин В.А.О предельных нагрузках при хрупком разрушении сдвигом // Известия ВУЗов. Горный журнал. - 2004 г. №4. - С. 113 - 122.

16. Фокин В.А. Проектирование и производство буровзрывных работ при постановке уступов в конечное положение на предельном контуре глубоких карьеров - Апатиты.: Изд. Кольского научного центра РАН. 2004. - 210 с.

17. Решетняк С П., Фокин В.А., Тарасов Г.Е., Мелик-Гайказов И.В. Разработка и реализация технологических решений по ведению горных работ при постановке в конечное положение уступов в сложных горно-геологических условиях // Материалы 8-го международного симпозиума «Освоение месторождений минеральных ресурсов и подземное строительство в сложных гидрогеологических условиях»; часть I Вопросы осушения и защиты от подтопления, горнопромышленная геология и специальные горные работы (г. Белгород, 1620 мая 2005г.) - Белгород, 2005. - С.297-313.

18. Решетняк С П., Фокин В.А., Тарасов Г.Е., Александров В.А., Тогунов М.Б., Данилкин А.А., Каира В.Е. Гравитационные аспекты обеспечения безопасности работ в прибортовой зоне карьера // Горный журнал. - 2005. №2. -С. 69-72.

19. Fokin V.A., Tarasov G.E. Development of blasting design theory for high vertical slopes benches // Mining in the Arctic. Proceedings of the 8th International Symposium on Mining in the Arctic. Apatity, Murmansk region, Russia. June 20-23.-2005.-P. 117-135.

20. Фокин B.A., Тарасов Г.Е. Развитие теории проектирования буровзрывных работ при постановке в конечное положение высоких уступов с вертикальными откосами // Труды 8-го Международного симпозиума «Горное дело в Арктике». Апатиты. Мурманская область. Россия. 20 - 23 июня 2005 г. -Санкт-Петербург.: Изд. «Типография Иван Федоров». - 2005. - С. 121 - 129.

21. Мельников H.H., Фокин В.А. Решетняк С.П. Развитие теории и практики производства буровзрывных работ при увеличении углов наклона бортов карьеров // Известия ВУЗов. Горный журнал. - 2005. №6. - С. 62 - 78.

22. Фокин В.А. О приоритетном механизме формирования щели при котурном взрывании // Известия ВУЗов. Горный журнал. - 2005. №6. - С. 78 - 86.

Автореферат

Фокин Виктор Алексеевич

РАЗВИТИЕ ТЕОРИИ ПРОЕКТИРОВАНИЯ БУРОВЗРЫВНЫХ РАБОТ НА ПРЕДЕЛЬНОМ КОНТУРЕ КАРЬЕРА

Технический редактор В.А.Ганичев

Лицензия ПД 00801 от 06 октября 2000 г.

Подписано к печати 01.11.2005 Формат бумаги 60x84 1/16.

Бумага офсетная. Печать офсетная. Гарнитура Times/Cyrillic Уч.изд.л. 2.4. Заказ № 82. Тираж 100 экз.

Ордена Ленина Кольский научный центр им.С.М.Кирова 184209, Апатиты, Мурманская область, ул.Ферсмана, 14

•t

í f

РНБ Русский фонд

2006-4 28422

Содержание диссертации, доктора технических наук, Фокин, Виктор Алексеевич

ВВЕДЕНИЕ.

1. СОСТОЯНИЕ ВОПРОСА. ЦЕЛЬ И ЗАДАЧИ ИССЛЕДОВАНИЯ

1.1 Обзор существующих гипотез действия взрыва в горных породах и теорий прочности твердых тел.

1.2 Обзор существующих методик инженерных расчетов параметров взрывания скважинных зарядов.

1.3 Обзор существующих методов производства буровзрывных работ на дневной поверхности с применением контурного взрывания.

1.4 Обзор существующего технического обеспечения буровзрывных работ.

Введение Диссертация по наукам о земле, на тему "Развитие теории проектирования буровзрывных работ на предельном контуре карьера"

Материальные потребности общества в настоящее время на 75 - 80 % удовлетворяются за счет продукции минерально-сырьевых отраслей и вероятно, что эта доля будет только возрастать. Поэтому наиболее развитые государства мира создают режим наибольшего благоприятствования развитию собственной горной промышленности, которая как локомотив тянет за собой объемы промышленного производства и способствует росту благосостояния этих стран.

Более трех четвертей объема продукции минерально-сырьевого комплекса производится за счет открытого способа разработки, который на данном этапе развития общества является предпочтительным с позиции экономической эффективности и экологической приемлемости.

Экономическая эффективность открытых горных работ в первую очередь определяется границами карьера, зависящими при отработке наклонных и крутопадающих месторождений от выбранной его глубины и углов наклона предельных бортов. Поэтому проблема увеличения углов наклона постоянных бортов всегда актуальна для открытых горных работ, так как неразрывно связана с возможностью радикального сокращения затрат на эксплуатацию месторождения в целом за счет снижения объемов вскрышных работ либо роста доли отработки запасов месторождения открытым способом при экономически приемлемом коэффициенте вскрыши.

Увеличению углов наклона бортов придается большое значение, так как каждый градус роста приводит к снижению объема вскрыши на 3 - 4 %. Поскольку увеличение углов наклона бортов работающих в настоящее время крупных отечественных карьеров может достигать примерно десяти градусов, экономический эффект от реализации этой разработки составит сотни миллионов рублей на каждом таком карьере. Уменьшение объемов пустых пород, которые необходимо было бы вывезти и разместить в отвалах при существующих значениях углов наклона бортов, для карьера глубиной порядка

500 м составляет около 80 млн. м . При доказанной эффективности выемки запасов руды под дном карьера глубина открытых горных работ может быть увеличена на несколько десятков и даже сотен метров за счет перехода на более крутые борта.

Среди приоритетных и даже прорывных направлений развития технологий горного дела возможность увеличения углов наклона постоянных бортов карьеров является одним из важнейших. Многие мощные российские карьеры имеют углы наклона бортов преимущественно 35 - 45 градусов, которые в свое время обосновывались плоскими моделями на основе рекомендаций теории устойчивости сыпучих сред. При этом углы часто ограничивались не их предельной устойчивостью с физической точки зрения, а конструктивными параметрами борта. Лучшие зарубежные публикации в данной области свидетельствуют о своевременности проведения подобных исследований в России.

Реализация решений по увеличению угла наклона постоянных бортов карьера возможна лишь при переходе на специальные щадящие технологические схемы ведения буровзрывных работ. Одной из основных задач по сохранению долговременной устойчивости элементов бортов (откосов уступов и берм) является снижение интенсивности воздействия взрывных работ на законтурный массив.

Отличительной особенностью условий производства буровзрывных работ на предельном контуре карьера является невозможность исправления ошибок, допущенных по тем или иным причинам в процессе проектирования или производства взрывных работ. Если в рабочей зоне еще можно внести те или иные коррективы на каждый последующий взрыв по результатам предыдущего взрыва и при этом все неудачные участки могут быть погашены в процессе дальнейшего развития горных работ, то на предельном контуре оставленный после каждого очередного взрыва уступ должен простоять еще несколько лет (а то и десятилетий), не теряя устойчивости и не превращаясь в источник потенциальной опасности обрушения отдельных камней или крупных породных блоков. Отсюда становится очевидным, что, в силу невозможности изменить реально существующие свойства массива в сторону его существенного упрочнения, основным инструментом в руках производственников остается управление технологией отбойки.

Для того чтобы полнее представить всю сложность возникающих технологических задач, отметим некоторые из наиболее существенных факторов, определяющих степень устойчивости больших породных обнажений, какими являются отдельные уступы и борт карьера в целом.

Во-первых, это структурные особенности массива, которые (в зависимости от ранга структурных ослаблений) определяют степень устойчивости как отдельного породного уступа (или его части), так и целого борта. В зависимости от интенсивности раскрытия естественных трещин, их протяженности и ориентации относительно выработанного пространства карьера, типа и свойств заполнителя, вновь образованные породные обнажения могут находиться как в устойчивом (стабильном во времени), так и в неустойчивом, потенциально опасном состоянии, которое либо со временем, либо под влиянием внешних динамических воздействий может реализовываться в отдельный вывал или масштабное обрушение (рисунок 1).

Во-вторых, это гидрогеология массива. В условиях естественного залегания в массиве образуются устоявшиеся пути миграции воды, к которым массив «адаптировался». В процессе развития горных работ образуются новые выработанные пространства с огромными площадями обнажений ниже уровня дневной поверхности (и, возможно, ниже уровня водоносных горизонтов). Это приводит к изменению естественного поля гидростатического давления и (в силу блочного строения массива) к перераспределению водных потоков в сторону выработанного карьерного пространства (рисунок 2). С одной стороны, существенно усложняются условия работы в карьере, а с другой - происходит постепенное вымывание заполнителя естественных трещин, создаются дополнительные условия для подвижки отдельных блоков и разупрочнения значительных по размерам участков массива.

Рисунок 1 - Пример* участка обрушения на высоту семи уступов (165 м).

Рисунок 2 - Общий вид борта в весенний период (образовавшиеся наледи характеризуют места и интенсивность водопритоков). Фото из работы ROCK SLOPES IN CIVIL AND MINING ENGINEERING (Evert Hoek, John Read, Antonio Karzulovic, Zu Yu Chen)

Кроме того, блочное строение массива и наличие воды при сезонном изменении температур (от плюс двадцати - двадцати пяти градусов летом до минус тридцати - сорока градусов зимой) имеет тенденцию к саморазвитию: вода, заполняющая трещины в приповерхностной зоне, при замерзании расширяет существующие трещины, приводит к подвижкам отдельных блоков, но при этом «склеивает» их между собой; при оттаивании такое сцепление исчезает и потенциальная опасность вывалов и обрушений увеличивается (особенно при наличии существенных техногенных нарушений в пределах образованных породных обнажений).

В-третьих, это внешние динамические воздействия, неизбежно обусловленные производством буровзрывных работ. Отличительной особенностью массовых взрывов в карьерных условиях является их масштабность: как правило, производственники стремятся к тому, чтобы взорвать за один прием как можно больший объем породы с тем, чтобы обеспечить необходимые условия стабильности и ритмичности доставки руды. Поэтому объемы взрывов могут достигать нескольких десятков тонн ВВ (иногда до ста тонн и больше). Конечно, существуют и достаточно широко применяются различные методы снижения интенсивности сейсмического воздействия взрыва (например, использование короткозамедленного взрывания, применение различных схем инициирования). Однако при таких масштабах взрывов и регулярности их производства даже указанные методы не могут гарантировать сохранения устойчивости потенциально опасных участков породных обнажений. Это обусловлено способностью массива накапливать незначительные подвижки отдельных блоков при каждом взрыве, что в конечном итоге может привести к вывалу или обрушению. Кроме того, большие объемы взрывания вблизи предельного контура карьера (особенно в сочетании с неблагоприятными структурными условиями) приводят к существенному нарушению сплошности массива, при котором даже предварительное щелеобразование не дает должного результата (рисунок 3).

Рисунок 3 - Пример заоткоски в условиях нарушенных пород.

Таким образом, даже трех перечисленных выше факторов достаточно, чтобы охарактеризовать всю сложность проектирования буровзрывных работ на предельном контуре карьера.

В общем случае эффективность буровзрывных работ определяется как корректностью используемых методик расчета параметров взрывания при проектировании массовых взрывов, так и техническими возможностями предприятия при реализации принятых проектных решений. Кроме того, неотъемлемой частью подготовки взрыва является учет фактического состояния отбиваемого и окружающего массива, точность разметки отбойных и контурных скважин, контроль качества бурения и заряжания, анализ результатов взрыва. Очевидно, что для этого должно быть хорошо налажено инженерно-геологическое и маркшейдерское обеспечение проектирования и производства буровзрывных работ. При этом основной целью является создание условий, гарантирующих минимальное техногенное воздействие на окружающий породный массив.

Актуальность работы обусловлена формирующимися в стране условиями рыночной экономики, диктующими необходимость снижения затрат на вскрышные работы при добыче полезных ископаемых открытым способом. Наиболее перспективным решением данной проблемы является реализация разработанной Горным институтом КНЦ РАН концепции укручения бортов карьера за счет постановки на его предельном контуре высоких уступов с вертикальными или крутонаклонными откосами и обеспечения долговременной устойчивости таких уступов.

Очевидно, что наряду с общими задачами геомеханики, определяющей базовую стратегию конструирования борта карьера исходя из предельных углов его наклона, а также с общетехнологическими задачами оптимизации порядка отработки карьера, одним из основных вопросов является главный инструмент реализации указанной концепции - буровзрывные работы. От их качества зависит степень сохранности и долговременная устойчивость формируемых на предельном контуре высоких уступов.

В этой связи развитие теории проектирования буровзрывных работ на предельном контуре карьера является весьма актуальной проблемой, на решение которой и направлена данная диссертационная работа.

Работа выполнялась в период с 1995 по 2004г. в соответствии с планами научно-исследовательских работ Горного института Кольского научного центра РАН.

Научные положения, представляемые к защите:

4. Применение технологии щадящего взрывания, базирующейся на выявленных закономерностях взрывного энергонасыщения породного массива, учете его прочностных свойств и структурных особенностей, а также особенностей пространственного размещения отбойных скважин при отработке приконтурных блоков, в сочетании с обоснованными технологическими требованиями, ограничениями и предложенным методом объективного контроля качества заоткоски обеспечивает безопасную постановку в качества заоткоски обеспечивает безопасную постановку в конечное положение высоких уступов с вертикальными или крутонаклонными откосами и создает условия для их долговременной устойчивости.

Научная новизна:

1. Предложена функциональная зависимость, характеризующая изменение напряжения в упругой продольной волне во времени, на основе которой установлено, что на границе области разрушений максимальное напряжение в упругой продольной волне превышает статический предел прочности на одноосное сжатие примерно в 1.95-2.15 раза для сосредоточенных зарядов и в 1.61 - 1.65 раза для линейных зарядов.

4. В рамках предложенной модели адиабатического расширения продуктов детонации установлено, что управляемое щелеобразование при контурном взрывании обеспечивается в результате роста трещин вдоль зоны с минимальной энергоемкостью хрупкого разрушения, соединяющей соседние скважины и сформированной квазистатическим действием некомпенсированных растягивающих напряжений, достигающих максимального значения в плоскости размещения контурных скважин.

5. Установлено, что давление продуктов детонации контурных зарядов в объеме контурных скважин на момент их взаимодействия со стенками скважины не должно превышать максимальное сжимающее напряжение, равное (0.1 - 0.6)-о^к в зависимости от соотношения <тсж /о*р.

6. Разработан комплексный показатель объективной оценки качества заоткоски формируемых уступов, отражающий реальные условия взрывания и включающий только те параметры, которые получены на основе прямых инструментальных измерений. На основе предложенного комплексного показателя разработана шкала оценки качества заоткоски.

Практическое значение работы.

Реализация работы. Результаты исследований и практические рекомендации вошли составной частью в технологический регламент «Геомеханическое и техническое обоснование возможности укручения бортов карьера рудника «Железный» в конечном положении» (ОАО «Ковдорский ГОК»), в технологический регламент для проектирования постановки в конечное положение скальных уступов юго-восточного участка борта карьера рудника «Железный» ОАО «Ковдорский ГОК» ниже горизонта +166 м в зоне выявленных деформаций, в проект опытно-промышленного участка Ньркпахкско-го карьера рудника «Восточный» ОАО «Апатит» и в проект опытно-промышленного участка карьера Центрального рудника ОАО «Апатит». Экономический эффект от внедрения результатов работы определяется приростом запасов и уровнем мировых цен на соответствующие виды концентратов. В частности, реализация проекта укручения бортов карьера рудника «Железный» ОАО «Ковдорский ГОК», разработанного институтом «Гипро-руда» по указанному выше технологическому регламенту «Геомеханическое и техническое обоснование .», позволит достичь отметки дна карьера "-650 м" (против "-350 м" по первоначальному проекту), в результате чего прирост запасов составит 250 млн. тонн руды, из которой можно будет получить 88.5 млн. тонн железного концентрата, 29.6 млн. тонн апатитового концентрата и 100.5 тыс. тонн бадделеитового концентрата. При средних мировых ценах на эти виды продукции (~ 35 $/т железный концентрат, ~ 50 $/т апатитовый концентрат и ~ 2000 $/т бадцелеитовый концентрат) выручка от ее реализации (без учета производственных затрат) составит примерно 4.7 -f 4.8 млрд. долларов США. При этом продолжительность экономически эффективной работы градообразующего горно-добывающего предприятия увеличивается еще на 25 лет.

Апробация работы. Основные положения работы докладывались на технических советах ОАО «Ковдорский ГОК» и ОАО «Апатит», на международной научной конференции, посвященной 275-летию образования РАН (23 - 25 марта 1999 года, Апатиты Мурманской обл.), на ежегодной конференции и выставке 2003 года общества SME (2003 SME Annual Meeting and Exhibition. February 25 - 27, 2003, Cincinnati, USA), на 8 международном симпозиуме «Освоение месторождений минеральных ресурсов и подземное строительство в сложных гидрогеологических условиях», Белгород, 16-20 мая 2005 г., на 8 Международном симпозиуме «Горное дело в Арктике» (20 -23 июня 2005 г., Апатиты Мурманской обл.).

Заключение Диссертация по теме "Геомеханика, разрушение пород взрывом, рудничная аэрогазодинамика и горная теплофизика", Фокин, Виктор Алексеевич

Основные результаты исследований по диссертации опубликованы в следующих работах:

1. Фокин В.А. К вопросу о влиянии плотности ВВ на скорость детонации // Рукопись деп. в ВИНИТИ 24.05.90, № 2857-В90. - 11 с.

9. Фокин В.А., Тарасов Г.Е., Александров В.А., Тогунов М.Б., Коробов

B.П. Опытно-промышленная проверка параметров БВР для постановки вертикальных уступов в конечное положение // Горный журнал. - 2003. №11.

C. 25-29.

11. Фокин В.А. О расчете удельной работы объемного сжатия породы // Известия ВУЗов. Горный журнал. - 2003. №5. - С. 15-18.

12. N.N.Melnikov, S.Reshetnyak, V.Fokin, I.V.Melik-Gaykazov. Vertical bench slopes used for steeping pit final walls // 2003 SME Annual Meeting and Exhibition, February 25-27,2003, Cincinnati, U.S.A., M&E/AM Transactions Vol. 314.-2003.-PP. 116-120.

13. Фокин В.А. Об эффективной длине забойки отбойных скважин // Известия ВУЗов. Горный журнал. -2004. №1. -С. 16- 79.

16. Фокин В.А. Проектирование и производство буровзрывных работ при постановке уступов в конечное положение на предельном контуре глубоких карьеров. - Апатиты.: Изд. Кольского научного центра РАН. 2004. -210 с.

17. Решетняк С.П., Фокин В.А., Тарасов Г.Е., Мелик-Гайказов И.В. Разработка и реализация технологических решений по ведению горных работ при постановке в конечное положение уступов в сложных горногеологических условиях // Материалы 8-го международного симпозиума «Освоение месторождений минеральных ресурсов и подземное строительство в сложных гидрогеологических условиях»; часть I Вопросы осушения и защиты от подтопления, горнопромышленная геология и специальные горные работы (г. Белгород, 16-20 мая 2005г.) - Белгород, 2005. - С.297-313.

18. Решетняк С.П., Фокин В.А., Тарасов Г.Е., Александров В.А., Тогу-нов М.Б., Данилкин А.А., Каира В.Е. Гравитационные аспекты обеспечения безопасности работ в прибортовой зоне карьера // Горный журнал. - 2005. №2.-С. 69-72.

20. Фокин B.A., Тарасов Г.Е. Развитие теории проектирования буровзрывных работ при постановке в конечное положение высоких уступов с вертикальными откосами // Труды 8-го Международного симпозиума «Горное дело в Арктике». Апатиты. Мурманская область. Россия. 20 - 23 июня 2005 г. - Санкт-Петербург.: Изд. «Типография Иван Федоров». - 2005. - С. 121-129.

21. Мельников Н.Н., Фокин В.А. Решетняк С.П. Развитие теории и практики производства буровзрывных работ при увеличении углов наклона бортов карьеров // Известия ВУЗов. Горный журнал. - 2005. №6. - С. 62 - 78.

22. О приоритетном механизме формирования щели при контурном взрывании // Известия ВУЗов. Горный журнал. - 2005. №6. - С. 78 - 86.

Результаты исследований и практические рекомендации вошли составной частью в технологический регламент «Геомеханическое и техническое обоснование возможности укручения бортов карьера рудника «Железный» в конечном положении» (ОАО «Ковдорский ГОК»), в технологический регламент для проектирования постановки в конечное положение скальных уступов юго-восточного участка борта карьера рудника «Железный» ОАО «Ковдорский ГОК» ниже горизонта +166 м в зоне выявленных деформаций, в проект опытно-промышленного участка Ньркпахкского карьера рудника «Восточный» ОАО «Апатит» и в проект опытно-промышленного участка карьера Центрального рудника ОАО «Апатит».

Экономический эффект от внедрения результатов работы определяется приростом запасов и уровнем мировых цен на соответствующие виды концентратов. В частности, реализация проекта укручения бортов карьера рудника «Железный» ОАО «Ковдорский ГОК», разработанного институтом «Гипроруда» по технологическому регламенту «Геомеханическое и техническое обоснование .», позволит достичь отметки дна карьера "-650 м" (против "-350 м" по первоначальному проекту), в результате чего прирост запасов составит 250 млн. тонн руды, из которой можно получить 88.5 млн. тонн железного концентрата, 29.6 млн. тонн апатитового концентрата и 100.5 тыс. тонн бадделеитового концентрата. При средних мировых ценах на эти виды продукции (~ 35 $/т железный концентрат, ~ 50 $/т апатитовый концентрат и ~ 2000 $/т бадделеитовый концентрат) выручка от ее реализации (без учета производственных затрат) составит примерно 4.7 -г 4.8 млрд. долларов США. При этом продолжительность экономически эффективной работы градообразующего горно-добывающего предприятия увеличивается еще на 25 лет.

371

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

В работе изложены научно обоснованные результаты развития теории проектирования буровзрывных работ на предельном контуре карьера в рамках концепции укручения его бортов, предполагающей снижение затрат на вскрышные работы при добыче полезных ископаемых открытым способом за счет постановки на предельном контуре высоких уступов с вертикальными или крутонаклонными откосами и обеспечения долговременной устойчивости таких уступов. Представлено обоснование теоретической базы, используемой при решении основных технологических задач, изложены методические положения по расчету базовых элементов технологии щадящего взрывания, установлены особенности производства буровзрывных работ на предельном контуре карьера, выполнено обоснование технологических требований и ограничений, представлены результаты промышленной апробации и натурных экспериментов.

Основные научные и практические результаты исследований заключаются в следующем:

1. Предложена функциональная зависимость, характеризующая изменение напряжения в упругой продольной волне во времени, на основе которой установлено, что на границе области разрушений максимальное напряжение в упругой продольной волне превышает статический предел прочности на одноосное сжатие примерно в 1.95 - 2.15 раза для сосредоточенных зарядов и в 1.61 - 1.65 раза для линейных зарядов.

4. В рамках предложенной модели адиабатического расширения продуктов детонации установлено, что управляемое щелеобразование при контурном взрывании обеспечивается в результате роста трещин вдоль зоны с минимальной энергоемкостью хрупкого разрушения, соединяющей соседние скважины и сформированной квазистатическим действием некомпенсированных растягивающих напряжений, достигающих максимального значения в плоскости размещения контурных скважин.

5. Установлено, что давление продуктов детонации контурных зарядов в объеме контурных скважин на момент их взаимодействия со стенками скважины не должно превышать максимальное сжимающее напряжение, равное (0.1 - О.б)-^ в зависимости от соотношения сгсж /сгр.

6. Разработан комплексный показатель объективной оценки качества заоткоски формируемых уступов, отражающий реальные условия взрывания и включающий только те параметры, которые получены на основе прямых инструментальных измерений. На основе предложенного комплексного показателя разработана шкала оценки качества заоткоски.

Библиография Диссертация по наукам о земле, доктора технических наук, Фокин, Виктор Алексеевич, Апатиты

1. Казаков Н.Н. Взрывная отбойка руд скважинными зарядами. - М.: Недра.- 1975.- 192 с.

2. Буровзрывные работы / А.Ф. Суханов, П.П. Назаров, Б.Н. Кутузов, B.JI. Невский, А.П. Дмитреев, Г.М. Головин, Ю.М. Мисник, JI.H. Ханука-ев. М.: Госгортехиздат. - 1962. - 242 с.

3. Суханов А. Ф., Кутузов Б. Н. Современный уровень техники буровзрывных работ и разрушения горных пород. М.: МГИ. - 1963. - 80 с.

4. Суханов А. Ф. Разрушение горных пород взрывом. В кн.: Вопросы теории разрушения горных пород действием взрыва. - М.: Изд-во АН СССР.- 1958.-С. 61-77.

5. Власов О. Е. К основам теории разрушения горных пород действием взрыва.— В кн.: Вопросы теории разрушения горных пород действием взрыва. М.: Изд-во АН СССР. - 1958. - С. 44 - 61.

6. Смирнов С. А., Власов О. Е. Основы расчета дробления горных пород взрывом. М.: Изд-во АН СССР. - 1962. - 102 с.

7. Покровский Г.И. Предпосылки теории дробления пород взрывом.— В кн.: Вопросы теории разрушения горных пород действием взрыва. М.: Изд-во АН СССР. - 1958. - С. 140 - 149.

8. Покровский Г.И., Федоров Н. С. Действие удара и взрыва в де формируемых средах. М.: Стройиздат. - 1957. - 275 с.

9. Ханукаев А.Н. Энергия волн напряжений при разрушении пород взрывом. М.: Госгортехиздат. - 1962. - 199 с.

10. Баум Ф.А., Станюкович К.П., Шехтер Б.И. Физика взрыва. М.: Физматгиз. - 1959. - 792 с.

11. Станюкович К.П. Неустановившиеся движения сплошной среды. М.: Гостехиздат. - 1955. - 804 с.

12. Демидюк Г.П. Современные теоретические представления о действии взрыва в среде.— В кн.: Буровзрывные работы в горной промышленности. М.: Госгортехиздат. - 1962. - С. 223 - 240.

13. Взрывные работы в горнорудной промышленности. / Л.И. Барон, М.М. Докучаев, Г.А. Васильев, Л.А. Дороничева. М.: Госгортехиздат. -1960.- 182 с.

14. Белаенко Ф.А. Исследование полей напряжений и процесса образования трещин при взрыве колонковых зарядов в скальных породах. В кн.: Вопросы теории разрушения горных пород действием взрыва. - М.: Изд-во АН СССР.- 1958.-С. 126- 140.

15. Ханукаев А.Н. О физической сущности процесса разрушения горных пород взрывом. В кн.: Вопросы теории разрушения горных пород действием взрыва. - М.: Углетехиздат. - 1958. - С. 7 - 44.

16. Компанеец А.С. Ударные волны в пластической уплотняющейся среде.-ДАН СССР.- 1956.-Т. 109. № 1.-С.49-52.

17. Романов А.Н., Родионов В.Н., Сухоткин А.П. Взрыв в уплотняющейся неограниченной среде. ДАН СССР. - 1958. - Т. 123. № 4. -С. 627-630.

18. Зволинский Н.В. Об излучении упругой волны при сферическом взрыве в грунте. Прикл. Математика и механика. - 1960. - Т. 24, вып. I. -С.126-133.

19. Григорян С.С. Общих уравнениях динамики грунтов. ДАН СССР. - 1959. - Т. 124, № 2. - С.285-287.

20. Григорян С.С. Об основных представлениях динамики грунтов. -Прикл. математика и механика. 1960. - Т. 24, вып. 6. - С. 1057-1072.

21. Григорян С.С., Черноусеноко Ф.Л. Задача о поршне для управлений динамики грунтов. Прикл. математика и механика. - 1961. - Т. 25, вып. 5.-С.867-884.

22. Григорян С.С. К решению задачи о подземном взрыве в мягких грунтах. Прикл. математика и механика. - 1963. - Т. 27, вып. 2. - С.287

23. Григорян С.С. О некоторых упрощениях в описании движения мягких грунтов. Прикл. математика и механика. - 1963. - Т. 27, вып. 2. -С.287 - 294.

24. Григорян С.С. Об учете влажности в уравнениях движения грунтов. Прикл. математика и теорет. физика. - 1962. - № 2. - С.128 - 130.

25. Кузнецов В.М. Математические модели взрывного дела. -Новосибирск: Наука. - 1977. - 260 с.

26. Власов О.Е., Смирнов С.А. Основы расчета дробления горных пород взрывом. М.: Изд-во АН СССР. - 1962. - 104с.

27. Власов О.Е. Основы динамики взрыва. М.: Изд-во Воен.-инж. акад. - 1957.-377 с.

28. Кузнецов В.М., Шер Е.Н. О принципе равномерного дробления горных пород взрывом. Прикл. математика и теорет. физика. - 1975. - № 3. -С.48-51.

29. Григорян С.С. Некоторые вопросы математической теории деформирования и разрушения твердых горных пород. Прикл. математика и теорет. физика. - Т. 31. - № 4. - С. 157 - 245.

30. Шемякин Е.И. Расширение газовой полости в несжимаемой упруго-пластической среде. Прикл. математика и теорет. физика. - 1961. - № 5. -С.91-93.

31. Медведева Н.С., Шемякин Е.И. Волны нагрузки при подземном взрыве в горных породах. Прикл. математика и теорет.физика. - 1961. - № 6.-С.78-87.

32. Шемякин Е.И. О волнах напряжений в прочных горных породах. -Прикл. Математика и теорет.физика. 1963. - № 5. - С.83 - 93.

33. Шемякин Е.И. О поведении горных пород при динамических нагружениях. Физ.-техн.пробл.разраб.полез.ископамых. - 1966. - № 1. -С. 12-20.

34. Механический эффект подземного взрыва / В.Н.Родионов,

35. В.В.Адушкин, В.Н.Костюченко и др. М.: Недра. - 1971. - 224с.

36. Родионов В.Н., Сизов И.А., Цветков В.М. Основы геомеханики. -М.: Недра.- 1986.- 301 с.

37. Чедвик П., Кокс А., Гопкинс Г. Механика глубинных подземных взрывов. М.: Мир. - 1966. - 126 с.

38. Боровиков В.А. Развитие газовой полости при взрыве цилиндрического заряда в горной породе. Физ.-техн. пробл. разраб. полез, ископаемых. - 1980. - № 6. - С.40 - 52.

39. Боровиков В.А. Разработка научных основ управления интенсивностью разрушения горных пород на базе комплексного исследования действия волны напряжений и продуктов взрыва: Автореф. дисс. докт.техн.наук: 01.02.07. — М., 1981. — 41с.

40. Ракишев Б.Р. Приближенное решение задачи о размерах газовой полости при взрыве цилиндрического заряда. // Изв.вузов. Горн.журн. 1974. - № 1.-С.57-61.

41. Ракишев Б.Р. Аналитическое определение кусковатости взорванной горной массы. // Изв.вузов. Горн.журн. 1977. - № 7. - С.73 - 80.

42. Ракишев Б.Р. Прогнозирование технологических параметров взорванных горных пород на карьерах. Алма-Ата: Наука. - 1983. - 240 с.

43. Майнчен Дж., Сак С. Метод расчета «Тензор» // Вычислительные методы в гидродинамике. М.: Мир. - 1967. - С. 185 - 211.

44. Улкинс M.JI. Расчет упруго-пластических течений // Вычислительные методы в гидродинамике. М.: Мир. - 1967. - С.212 - 263.

45. Короткое П.Ф., Просвирина Б.М. Численное исследование цилиндрического взрыва в упруго-пластической среде. ДАН СССР. - 1978. -Т. 241. — № 6. — С ,1311 — 1314.

46. Короткое П.Ф. О математической модели постепенного разрушения горных пород и превращения их в пористые сыпучие среды. -ДАН СССР. 1980. - Т. 253. - № 6. - С. 1357 - 1360.

47. Короткое П.Ф. Образование поверхности скольжения приобрушении склона. ДАН СССР. - 1982. - Т. 267. - № 5. - С. 818 - 822.

48. Парне Р. Реакция бесконечно упругой среды на движущиеся в цилиндрической полости нагрузки. Прикл. Механика / Тр. Америк. О-ва инженеров-механиков. - 1969. - № 1. - С. 53 - 59.

49. Белаенко Ф.А., Булич Ю.Т., Дидик Р.Т. Исследование волн напряжений и процесса разрушения горных пород при взрывах // Буровзрывные работы в горной промышленности. М.: Госгортехиздат. -1962.-С.411-425.

50. Горинов С.А. Определение размеров зоны разрушения по длине скважинного заряда при камуфлетном взрыве его в скальных породах // Буровзрывные работы на глубоких карьерах. Свердловск. - 1984. - С. 68 - 77.

51. Белаенко Ф.А., Булич Ю.Т., Дидик Р.Т. Исследование волн напряжений и процесса разрушения горных пород при взрывах // Буровзрывные работы в горной промышленности. М.: Госгортехиздат. - 1962. -С.411 -425.

52. Боровиков В.А., Ванягин И.Ф. К расчету параметров волны напряжений при взрыве удлиненного заряда в горных породах // Взрывное дело. 1976. - № 76/33. - С.74 - 85.

53. Баум Ф.А., Григорян С.С., Санасарян Н.С. Определение импульса взрыва вдоль образующей скважины и оптимальных параметров скважинного заряда // Взрывное дело. 1964. - № 54/11. - С. 53 - 102.

54. Мусхелишвили Н.И. Некоторые основные задачи математической теории упругости. Плоская теории упругости. Кручение и изгиб. М.: Наука. - 1966.-707 с.

55. Баум Ф.А., Станюкович К.П., Шехтер Б.И. Физика взрыва. М.: Наука,- 1971.- 854 с.

56. NucKolls J.H. A computer calculation of "Rainer", Proc.2nd Plowshare Symp., May 13-15, 1959, UCRL-5675, Contract NW-7405-EnG-48.

57. Seidle F.G.P. SOC-A numerical model for the behavior materials, ets. UCI-5033, July 1965.

58. Чарри Дж. Машинный расчет воронок, образующихся при взрыве // Механика: Период.сб.переводов иностр. ст. М.: Мир. - 1967. - № 6. - С. 134 -156.

59. Жуков В.В., Котенко В.Ф. Оценка конечно-разностным методом воздействия волны сжатия на одиночную выработку // Аналитические методы и вычислительная техника в механике горных пород. Новосибирск: Наука. - 1975.-С.94-97.

60. Жуков В.В., Котенко В.Ф. Исследование сейсмических характеристик подземного взрыва конечно-разностным методом. ФТРПИ. -1975. - № 5. - С.47 - 50.

61. Исследование волнового воздействия двух зарядов / Ю.Д.Дядькин,

62. B.В.Жуков, В.Ф.Котенко, Г.Г.Юревич и др. Физика и технология разрушения пород взрывом. - Апатиты.: - 1974. - С.43 - 47.

63. Жуков В.В., Котенко В.Ф., Коротких Ю.Г. Динамическое деформирование и разрушение массива горных пород. JL: Наука. - 1979. -163 с.

64. Численное решение многомерных задач газовой динамики /

65. C.К.Годунов, А.В.Забродин, М.Я.Иванов и др. М.: Наука. - 1976. - 400 с.

66. Давиденков Н.Н. Проблема удара в металловедении. М.: Изд-во. АН СССР.- 1938.- 116 с.

67. Фридман Я.Б. Механические свойства металлов. М.: Оборонгиз. -1952.-94 с.

68. Беляев Н.М. Сопротивление материалов. М.: Наука. - 1965. - 856с.

69. Мосинец В.Н. Энергетические и корреляционные связи процесса разрушения пород взрывом. Фрунзе.: Изд-во АН КиргССР. - 1963. - 233 с.

70. Волков С. Д. Статистическая теория прочности. Москва -Свердловск.: Машгиз.- I960. - 176 с.

71. Ржевский В.В., Новик Г.Я. Основы физики горных пород. М.: Недра.- 1973.-288 с.

72. Справочник взрывника / Кутузов Б.Н., Скоробогатов В.М., Ерофеев И.Е. и др. / Под общей ред. Кутузова Б.Н. М.: - 1988. - 511 с.

73. Ржевский В.В. Процессы открытых горных работ. М.: Недра. -1974.-520 с.

74. Нормативный справочник по буровзрывным работам / Авдеев Ф.А., Барон В.Л., Гуров Н.В., Кантор В.Х. 5-е изд., перераб. и доп. - М.: Недра. -1986.-511 с.

75. Баранов Е.Г. Короткозамедленное взрывание. Фрунзе.: Илим. -1971.-147 с.

76. Johansson С.Н. and Langefors U. Short delay blasting in Sweden. Mine and Quarry Engineering, 1951, 17, s. 287.

77. Kota I. Die Millisekunddenzundung. Vhli (Prag) 3. (1953) H. 7/8. s. 210-17.

78. Покровский Г.И. Теоретические предпосылки короткозамедленного взрывания. Сб. Короткозамедленное взрывание. Углетехиздат. 1958. С. 5 -12.

79. Ханукаев А.Н. Энергия волн напряжений при разрушении пород взрывом. М.: Госгортехиздат. - 1962. - 199 с.

80. Гаек Ю.В. Исследование процесса разрушения уступа и выбор рационального времени замедления при взрывании скважинных зарядов на карьерах. Дис. канд. техн. наук. Л. 1961. 147 с.

81. Баранов Л.В. Экспериментальное исследование КЗВ. // Известия высших учебных заведений. Горный журнал. 1961. - №8. - С. 126 - 132.

82. Баум Ф.А. Процессы разрушения горных пород взрывом. Сб. Взрывное дело. 42/9. -М.: Недра. 1963. - С. 262 - 285.

83. Евстропов Н.А. Взрывные работы на строительстве. М.: Стройиз-дат. - 1965. - 208 с.

84. Дядечкин Н.Г. Исследование мгновенного и короткозамедленного способов взрывания при массовом обрушении руды в условиях шахт Крив-басса. Дис. канд. техн. наук. Кривой Рог. 1964.

85. Булич Ю.П. Исследование короткозамедленного способа взрывания шпуровых зарядов при проходке шахтных стволов в Кривбассе. Дис. канд. техн. наук. Днепропетровск. 1963.

86. Садовский М.А. Сейсмический эффект взрывов. М.: Гостоптехиз-дат.- 1939.

87. Садовский М.А. Оценка сейсмически опасных зон при взрывах. / Тр. Сейсмологич. ин-та АН СССР. 1941, вып. 106. - С.64 - 73.

88. Садовский М.А. Простейшие приемы определения сейсмической опасности при взрывах. М.: ИГД им. А.А.Скочинского АН СССР. - 1946. -29 с.

89. Богацкий В.Ф., Фридман А.Г. Охрана инженерных сооружений и окружающей среды от вредного действия промышленных взрывов. М.: Недра. - 1982. - 162 с.

90. Цейтлин Я.И., Смолий Н.И. Сейсмические и ударные воздушные волны промышленных взрывов. М.: Недра. - 1981. - 192 с.

91. Мосинец В.Н. Дробящее и сейсмическое действие взрыва в горных породах. М.: Недра. - 1976. - 271 с.

92. Азаркович А.Е., Шуйфер М.И., Тихомиров А.П. Взрывные работы вблизи охраняемых объектов. М.: Недра. - 1984. - 213 с.

93. Механический эффект подземного взрыва / В.Н.Родионов, В.В.Адушкин, В.Н.Костюченко и др. М.: Недра. - 1971. - 224 с.

94. Механический эффект взрыва в грунтах / Лучко И.А., Плаксий В.А., Ремез Н.С. и др. Киев: Наукова думка. - 1989. - 232 с.

95. Миронов П.С. Взрывы и сейсмобезопасность сооружений. М.: Недра.- 1973.- 168 с.

96. Сейсмическое действие взрыва в горных породах / Кузьменко А.А., Воробьев В.Д., Денисюк И.И., Дауетас А.А. М.: Недра. - 1990 - 173 с.

97. Цейтлин Я.И. Определение скорости смещения грунта вблизи цилиндрического и плоского зарядов. Минмонтажспецстрой СССР. Реф. информация о передовом опыте. Сер. V. Спец. работы в промышленном строительстве. 1970, вып.7-8 (53-54). - С.12 -15.

98. Фещенко А.А., Эристов B.C. Контурное взрывание в гидротехническом строительстве. М.: Энергия. - 1972. - 119 с.

99. Азаркович А.Е., Фишман Ю.А., Шуфер М.И. Взрывная подготовка оснований гидротехнических сооружений. М.: Энергоатомиздат. - 1990. -112 с.

100. Пейн Р.С., Холмс Д.К., Кларк Х.Е. Предотвращение перебора породы посредством предварительного щелеобразования по контуру выработки // В кн.: Разрушение и механика горных пород. Пер. с англ.). М.: Госгортех-издат. - 1962.

101. Пейн Р.С., Холмс Д.К., Кларк Х.Е. Ведение буровзрывных работ методом предварительного откола массива на строительстве Ниагарского гидроузла. (Перевод № 1362.) М.: Оргэнергострой. - 1962.

102. Эристов B.C. VII международный конгресс по большим плотинам // Гидротехническое строительство. 1962. - №6.

103. Применение метода предварительного откола массива на строительстве гидроузла Джон Холлиз Беакхед (США). (Перевод № 1389.) -М.: -1962 (Оргэнергострой).

104. Давыдов С.А. Контурное взрывание // Горный журнал. 1967.6.

105. Фещенко А.А., Азаркович А.Е. К расчету параметров контурного взрывания методом предварительного щелеобразования // Энергетическое строительство. 1967. - №1.

106. Фещенко А.А. Контурное взрывание на строительстве Красноярской ГЭС // «Взрывное дело». 1966. - №61/18.

107. Фещенко А.А., Бечин А.П. Контурное взрывание в скальных котлованах (метод предварительного щелеобразования) // Гидротехническое строительство. 1967. - №3.

108. Валатка З.И. Исследования возможности повышения устойчивости бортов карьеров с помощью щелевых экранирующих врубов. Автореф. канд. дисс.-М.:- 1966 (МГРИ).

109. Временное указание по буровзрывным работам методом «гладкого взрывания». М.: - 1964 (Оргэнергострой).

110. Jody Todd. Evolutions of production and wall control blasting at the EKATI™ diamond mine // NAPEGG Newsletter, Vol.18. No. 1 February 2001. -p. 4.

111. Fernberg Hans. New trends in open pits // Mining & Costruction. -2002.No. l.-pp. 16-17.

112. Fernberg Hans.Steeper slopes more profit // Mining Magazine. October 2003.-p. 35.

113. Фрейберг Э.А. Постановка бортов карьеров в предельное положение с помощью контурного взрывания // Горный журнал. 1971. - №5. - С. 32-34.

114. Шекун О.Г., , Захарчук Б.И., Терещенко А.А., Дымченко О.В., Сербии В.И., Соловьев М.И. Управление откосами скальных уступов на карьере ЦГОКа //Горный журнал. 1980. -№5. - С. 15-17.

115. Кузнецов Г.В. Внедрение эффективных методов заоткоски уступов бортов карьеров в скальных породах // Горный журнал. 1980. - №12. - С. 18-19.

116. Шкляев А.Н., Маслов А.Г., Коротин A.M. Опыт ведения буровзрывных работ на разрезе «Междуреченский» // Уголь. Февраль, 2000. С. 39-40.

117. Коул Р. Подводные взрывы. М.: ИЛ. - 1950. - 494 с.

118. Черный Г.И., Мнхалкж А.В. Об эффективности зарядов с воздушными промежутками при проходке подземных сооружений взрывом в сжимаемых грунтах // В кн. «Взрывное дело», 71/28. С. 74 - 81.

119. Справочник инженера-шахтостроителя. В 2-х томах. Том 1. Под общей ред. Белого В.В. М.: Недра. - 1983. - С. 225 - 226.

120. Фокин В.А. О расчете параметров газовой полости при подводном взрыве. Горный ин-т КФ АН СССР. Апатиты, 1986. 21 с. // Рукопись деп. В ВИНИТИ 04.07.86. №4886-В86.

121. Покровский Г.И. Взрыв. Издание третье. М.: Недра. - 1973. - 182с.

122. Фокин В.А. О причинах хрупкого разрушения скальных пород вблизи поверхностей обнажения // Известия ВУЗов. Горный журнал 2000. -№4. -С. 1-9.

123. Авдеев Ф.А., Барон B.JL, Блейман И.Л. Производство массовых взрывов. М.: Недра. -1977. - 312 с.

124. Фокин В.А. О некоторых закономерностях расчета параметров взрыва на выброс // Вопросы разрушения горных пород взрывом. Апатиты. - 1992.-С. 82-98.

125. Исаков А.Л., Коковкин В.П. Модельные исследования поведения забойки и расчет импульса при взрыве скважинных зарядов // ФТПРПИ. -1979.-№4.-С. 29-38.

126. Александрова Н.И., Шер Е.Н. Влияние забойки на разрушение горных пород взрывом цилиндрического заряда // ФТПРПИ. 1999. - №5. -С. 42-52.

127. Фокин В.А. Об эффективной длине забойки отбойных скважин // Известия ВУЗов. Горный журнал. 2004. - №1. - С. 76 - 79.

128. Яковлев Ю.С. Гидродинамика взрыва. Л.: Судпромгиз. - 1961.313 с.

129. Ляхов Г.М. Волны в грунтах и пористых многокомпонентных средах. М.: Наука. - 1982. - 288 с.

130. Фокин В.А. О взаимосвязи нормальных и касательных напряжений в массивах (в порядке обсуждения) // Известия ВУЗов. Горный журнал. -2003.-№6.-С. 40-47.

131. N.N.Melnikov, S.Reshetnyak, V.Fokin, I.V.Melik-Gaykazov. Vertical bench slopes used for steeping pit final walls // 2003 SME Annual Meeting and Exhibition, February 25-27,2003, Cincinnati, U.S.A., M&E/AM Transactions Vol. 314.-2003.-pp. 116-120.

132. Фокин В.А., Александров В.А., Тогунов Б.М. Методика оценки качества контурного взрывания на карьерах // Горный журнал. 2003. - №3. -С. 30-33.

133. Фокин В.А., Тарасов Г.Е., Александров В.А., Тогунов М.Б., Коробов В.П. Опытно-промышленная проверка параметров БВР для постановки вертикальных уступов в конечное положение // Горный журнал. 2003. -№11.-С. 25-29.

134. Фокин В.А., Абрамов Н.Н., Кабеев Е.В. Инструментальное изучение глубины техногенных нарушений при скважинной отбойке в карьерных условиях // Горный журнал. 2004. - №2. - С. 49 - 51.

135. Фокин В.А. Проектирование и производство буровзрывных работ при постановке уступов в конечное положение на предельном контуре глубоких карьеров. Апатиты, изд. Кольского научного центра РАН. - 2004. -210 с.

136. Решетняк С.П., Фокин В.А., Тарасов Г.Е., Александров В.А., То-гунов М.Б., Данилкин А.А., Каира В.Е. Гравитационные аспекты обеспечения безопасности работ в прибортовой зоне карьера // Горный журнал. -2005. №2.-С. 69-72.

137. Мельников Н.Н., Фокин В.А. Решетняк С.П. Развитие теории и практики производства буровзрывных работ при увеличении углов наклона бортов карьеров // Известия ВУЗов. Горный журнал. 2005. №6. - С. 62 - 78.

138. Фокин В.А. О приоритетном механизме формирования щели при контурном взрывании // Известия ВУЗов. Горный журнал. 2005. №6. - С. 78 -86.

Информация о работе

Фокин, Виктор Алексеевич
доктора технических наук
Апатиты, 2005
ВАК 25.00.20

Диссертация

Развитие теории проектирования буровзрывных работ на предельном контуре карьера - тема диссертации по наукам о земле, скачайте бесплатно

Автореферат

Похожие работы