Содержание к диссертации
Введение
1. Анализ современного состояния вопроса управления разрушением горных пород на карьерах 11
1.1. Обзор и анализ основных путей повышения эффективности взрывной отбойки пород на карьерах 11
1.2. Анализ влияния формы заряда ВВ на показатели взрывного дроб ления и разупрочнения железистых кварцитов 22
1.3. Современные представления о механизме разрушения горных пород при термическом расширении взрывных скважин на карьерах 26
1.4. Выводы и задачи исследований 30
2. Разработка метода оптимизации термического расширения скважин и энергонасышсния массива горных пород при их взрывной отбойке 34
2.1. Обоснование способа повышения коэффициента полезного действия взрыва при отбойке железистых кварцитов на карьерах 34
2.2. Установление и обоснование основных закономерностей процесса термического расширения скважины 42
2.3. Термическое расширение пионерных скважин на карьере Лебединского ГОКа 68
2.4. Выводы 74
3. Обоснование оптимальных параметров взрывных скважин при ком бинированной технологии обуривания уступов на карьере ОАО «Лебединский ГОК» 76
3.1. Определение составляющих себестоимости обуривания уступов и характера их зависимости от диаметра котлового расширения 76
3.2. Расчет составляющей себестоимости бурения 78
3.3. Расчет составляющей себестоимости термического расширения скважин 83
3.4. Расчет составляющей себестоимости заряжания скважин 88
3.5. Расчет составляющей себестоимости отбойки железистых кварцитов, обусловленных расходом средств взрывания и расходом ВВ 91
3.6. Оптимизация параметров взрывной отбойки железистых кварцитов на карьере Лебединского ГОКа 93
3.7. Выводы 98
4. Разработка рекомендаций по оптимизации параметров комбиниро ванной технологии обуривания уступов и промышленные испытания термического расширения скважин на карьере ОАО «Лебединский ГОК» 100
4.1. Расчет параметров горелок-терморасширителей 100
4.2. Основные типы воздушно-огнеструйных горелок 106
4.2.1. Горелка с водяным охлаждением 106
4.2.2. Горелка с воздушным охлаждением и промежуточной камерой 107
4.2.3. Горелка с воздушным охлаждением и насадком .109
4.2.4. Горелка с воздушным охлаждением и насадком-завихрителем 110
4.3. Конструкции воздушно-огнеструйных горелок 112
4.3.1. Терморасширитель ТР-32В 112
4.3.2. Терморасширитель ТБ-50 114
4.3.3. Терморасширитель ТРУ-І 115
4.4.3. Терморасширитель ТР-32 117
4.4. Станки для термического расширения скважин 119
4.5. Термическое расширение взрывных скважин различного пионерного диаметра на карьере Лебединского ГОКа 124
4.6. Разработка методики инженерного расчета оптимальных 4 параметров комбинированной технологии обуривания уступов железистых кварцитов на карьерах 126
Заключение. 128
Список литературы 130
- Анализ влияния формы заряда ВВ на показатели взрывного дроб ления и разупрочнения железистых кварцитов
- Установление и обоснование основных закономерностей процесса термического расширения скважины
- Расчет составляющей себестоимости бурения
- Основные типы воздушно-огнеструйных горелок
Введение к работе
Актуальность работы
Экономическое и социальное развитие России неразрывно связано с горнорудной промышленностью и в большой степени определяется экономической эффективностью работы горнорудных предприятий. Их эффективная деятельность возможна только на основе применения экологически чистых, ресурсосберегающих технологий добычи и переработки полезных ископаемых. Это относится и к железорудным предприятиям России.
На длительную перспективу добыча железных руд будет осуществляться главным образом за счет развития открытого способа разработки, удельный вес которого в общем объеме добычи составляет около 90 %.
Рост добычи руды за последние годы происходил в основном за счет интенсификации работ на карьерах, что привело к значительному увеличению их глубины. Максимальная глубина разработки на карьерах в 1970 г. не превышала 200 м, но уже в 1980 г. Соколовский и Сарбайский карьеры достигли соответственно глубины 290 м и 285 м. В 1991 г. средняя глубина всех железорудных карьеров, кроме вновь введенных, превысила 200 м, а на Лебединском, Соколовском и Сарбайском карьерах достигла 350 м. Более 50 % всей железной руды в настоящее время добывается в глубоких карьерах. В перспективе глубина карьеров будет достигать 400 - 450 м.
С увеличением глубины карьеров происходит повышение крепости разрабатываемых горных пород, что приводит к росту доли затрат на разрушение горных пород как на стадии производства буровзрывных работ, так и на стадии обогатительного передела (дробление и измельчение).
Рост глубины карьеров и вовлечение в переработку крепких горных пород сказались на увеличении потребления энергии, используемой при производстве железорудного концентрата.
Из анализа структуры затрат на рудоподготовку и обогащение по ряду горно-обогатительных комбинатов следует, что доля затрат, приходящихся на разрушение горной породы при их дроблении и измельчении может дос-
тигать 70 %. Наряду с затратами на электроэнергию основной причиной больших эксплуатационных расходов является высокое потребление стержней, шаров, брони и футеровочной стали. Эти затраты, так же как и расход электроэнергии, зависят от прочности перерабатываемой руды и соответственно возрастают с ростом глубины карьеров. Снижение указанных затрат без привлечения дополнительных ресурсов может быть достигнуто только разупрочнением руды на стадии буровзрывных работ.
Анализ потенциальных возможностей и резервов в повышении эффективности различных этапов рудоподготовки показывает, что наиболее низким коэффициентом использования энергии характеризуется разрушение горных пород при их взрывной отбойке. На современном этапе развития технологии взрывных работ коэффициент полезного действия взрыва не превышает 5 - 10 %, а по некоторым оценкам, в частности Г.И.Покровского - не более 1 %. Превалирующая часть энергии взрыва за счет мгновенного выброса продуктов детонации в трещины массива и сверхзвукового истечения в атмосферу не используется и не совершает полезной работы по разупрочнению горной породы. По мнению Г.И. Покровского, «...во взрывной технике имеются огромные резервы для очень большого повышения эффективности дробящего действия взрыва».
Напряженное состояние массива горных пород при его взрывном на-гружении определяется в первую очередь импульсом давления, приложенном к граничной поверхности «заряд - массив горных пород». Увеличением длительности импульса давления можно в значительной степени повысить долю энергии взрыва, поглощаемой массивом, и соответственно поднять коэффициент полезного действия взрывной отбойки. Решение данной задачи предполагает исследование влияния параметров колонковых и котловых зарядов во взаимосвязи с процессами детонации и свойствами ВВ на КПД взрыва, а также оптимизацию указанных параметров. При этом оптимизация должна быть проведена по стоимостным показателям.
В этой связи задача разработки экологически чистого ресурсосберегающего способа взрывной отбойки железистых кварцитов на карьерах, обеспечивающего разупрочнение руды на разных структурных уровнях и улучшение ее технологических свойств на стадии взрывной отбойки, представляет большие потенциальные возможности. С учетом изложенного тема диссертации, посвященная обоснованию и разработке ресурсосберегающего способа взрывной отбойки железистых кварцитов на карьерах, является актуальной и имеет важное народнохозяйственное значение.
Цель работы заключается в установлении закономерностей термического расширения скважин для обоснования рациональных параметров котловых скважинных зарядов, при которых обеспечивается повышение КПД взрывной отбойки железистых кварцитов на карьерах.
Идея работы заключается в выборе рациональных параметров формирования скважинных котловых полостей на карьерах, при которых импульс взрывного давления обеспечивает максимальное разупрочнение микро- и макроструктурных связей в руде за счет.предельного энергонасыщения массива при его взрывной отбойке.
Научные положения, разработанные лично соискателем, и их новизна:
Установлена закономерность изменения давления продуктов детонации в скважине во времени для котловых зарядов в зависимости от соотношения диаметра котловой заряжаемой полости к диаметру устья скважины; с увеличением этого соотношения увеличивается взрывное энергонасыщение массива.
Установлена закономерность изменения диаметра котловой полости при термическом расширении скважины в зависимости от свойств пород, термодинамических параметров теплоносителя и скорости подъема горелки-терморасширителя.
Установлена закономерность изменения себестоимости взрывной отбойки пород от массива при его комбинированной технологии обуривания в зависимости от диаметра пионерной скважины и требуемого диаметра котловой полости; оптимальный вариант комбинированной технологии обуривания на карьерах железистых кварцитов имеет место при пионерном диаметре скважин, равном 140 мм, при этом себестоимость взрывной отбойки руды от массива минимальна.
Установлено, что для существующей технологии комбинированного обуривания на карьере Лебединского ГОКа при пионерном диаметре скважин, равном 250 мм оптимальной скоростью подъема горелки-терморасширителя является 9,5 м/ч, при этом диаметр котловой полости равен 416 мм.
Обоснованность и достоверность научных положений, выводов и рекомендаций подтверждаются:
использованием фундаментальных законов физики детонации ВВ, газодинамики и конвективного теплообмена в каналах сложного профиля;
соответствием аналитических оценок влияния различных факторов на геометрические параметры котловых полостей, образованных в нижней части скважин термическим способом и данных натурных измерений в производственных условиях;
положительными результатами апробации разработанного способа при комбинированной технологии обуривания на карьере ОАО «Лебединский ГОК».
Научное значение работы заключается:
в установлении закономерности изменения давления продуктов дето
нации в скважине во времени для котловых зарядов в зависимости от соот
ношения диаметра котловой заряжаемой полости к диаметру устья скважи
ны;
установлении закономерности изменения диаметра котловой полости при термическом расширении скважины в зависимости от свойств пород, термодинамических параметров теплоносителя и скорости подъема горелки-терморасширителя;
установлении закономерности изменения себестоимости взрывной отбойки пород от массива при его комбинированной технологии обуривания в зависимости от диаметра пионерной скважины и требуемого диаметра котловой полости.
Практическое значение работы_состоит в разработке способа разупрочнения массива железистых кварцитов при их взрывной отбойке на карьерах скважинными зарядами с котловыми расширениями, обеспечивающих максимальное энергонасыщение массива при минимальной себестоимости комбинированного обуривания уступов (механического бурения и термического расширения).
Реализация выводов и рекомендаций работы.
Результаты работы использованы при составлении «Методики инженерного расчета оптимальных параметров и формы взрывных скважин с котловыми расширениями при взрывной отбойке железистых кварцитов». Внедрение разработанных рекомендаций позволило без дополнительных капитальных затрат получить экономический эффект за счет расширения сетки скважин и уменьшения объема буровых работ, а также снизить энергоемкость измельчения железистых кварцитов на Лебединском ГОКе на 2,5 %.
Апробация работы.
Основные положения диссертационной работы докладывались на семинаре секции «Разрушение горных пород» ежегодной конференции «Неделя горняка» (Москва, МГГУ, 1999 - 2003), технических советах Лебединского ГОКа.
10 Публикации. По теме диссертации опубликовано 6 статей. Объем работы. Диссертационная работа состоит из введения, четырех глав, заключения и содержит 137 страницы машинописного текста, 57 рисунков, 10 таблиц и список литературы из 72 наименований.
Анализ влияния формы заряда ВВ на показатели взрывного дроб ления и разупрочнения железистых кварцитов
При исследовании влияния формы зарядной полости на показатели дробления породы было установлено, что при взрыве удлиненных зарядов массив разрушается радиальными трещинами, в плоскости которых лежит ось заряда. Это ограничивает возможность управления процессом трещино-образования. Трещины, перпендикулярные оси заряда, образуются только при сдвижении массива в сторону открытой поверхности. При взрыве сфери ческого заряда радиальные трещины развиваются во всех направлениях равномерно, что создает предпосылки для более интенсивного дробления.
Недостатком взрыва сферических зарядов является быстрое затухание волн напряжений, что обусловливает неравномерность дробления пород в радиальном направлении. Недостатком взрыва удлиненных зарядов является отсутствие зарождения трещин в массиве в плоскостях, перпендикулярных оси заряда, и быстрое истечение из скважины продуктов детонации, приводящее к непроизводительным потерям энергии взрыва.
В работе [13] приведены результаты исследований влияния диаметра скважины на технико-экономические показатели буровзрывных работ на ЮГОКе. По мере освоения бурения котловых расширений в нижней части скважины диаметром 350-450 мм технико-экономические показатели буровзрывных работ улучшились: в 2-3 раза увеличился выход горной массы с 1 м скважины, значительно улучшилось качество дробления пород и проработка подошвы уступа.
Как отмечается в работе [25], применение котловых зарядов цилиндрической и конусообразной форм позволяет повысить качество дробления горной массы при взрывании первого ряда скважин за счет увеличения количества ВВ в скважине.
Улучшение дробления железистых кварцитов с увеличением диаметра заряжаемой части скважин на наш взгляд объясняется тем, что в этом случае увеличивается продолжительность действия взрыва на среду и соответственно концентрация и рост микротрещин, что имеет место даже при отсутствии забойки. Далее будет показано, что это связано с большей массой продуктов взрыва в случае котловых зарядов по сравнению с колонковыми зарядами и с истечением их через устье скважины одного и того же диаметра для обоих случаев. При этом масса ВВ в котловой полости значительно больше, чем в случае колонкового заряда и естественно больше продолжительность истечения газов через устье скважины одного и того же диаметра для котловых зарядов.
Отбойка системой сферических зарядов, расположенных вдоль оси пионерной скважины, сочетая в себе преимущества указанных обоих способов, исключает отмеченные недостатки [13]. Для создания сферических полостей в скважине были использованы термические станки. При этом диаметр камер или котлов для сосредоточенных зарядов составлял не менее двух диаметров пионерной скважины, высота - не более пяти диаметров котловой полости, расстояние между полостями - 1-1,5 высоты котловой полости. Число сосредоточенных зарядов вдоль оси одной скважины определяется удельным расходом ВВ и высотой взрываемого уступа. Эффективность этого способа взрывной отбойки подтверждается по мнению авторов опытно-промышленными испытаниями, проведенными при отбойке мелкозернистых неокисленных железистых роговиков с крепостью / = 16-5-18 по шкале проф. М.М. Протодъяконова на карьерах Кривбасса.
Применение зарядов плоской формы также позволяет интенсифицировать дробление горных пород [26]. Для использования плоских зарядов при взрывной отбойке крепких пород была разработана технология термического бурения щелевидных скважин огневыми станками, в основу которой положен принцип расширения цилиндрических скважин горелками расширителями без вращения термобура.
Исследованиями, выполненными под руководством д.т.н. Ю.С.Меца на кварцитах Криворожского бассейна, установлено, что взрывное нагружение в большом диапазоне удельных нагрузок способствует образованию в руде сети трещин, что снижает прочность руды при измельчении до крупности, соизмеримой с размерами зерен магнетита. Производительность мельниц благодаря этому повышается, а раскрытие руды улучшается. Промышленная проверка полученных результатов, проведенная на Ингулецком горнообогатительном комбинате, подтвердила выявленные зависимости: взорванная руда с удельным расходом взрывчатых веществ 1,3 кг/м3 вместо 0,95 кг/м3 обеспечила повышение производительности фабрики на 4 % без изменения содержания железа в концентрате [27,28].
Эти исследования указывают на реальную возможность управления с помощью взрыва технологическими свойствами горных пород в направлении, обеспечивающем значительное повышение эффективности рудоподго-товки при сокращении расхода электроэнергии, повышение извлечения из руды полезных компонентов и снижение их потерь.
В работе [2] показано, что тенденция увеличения удельного расхода ВВ, с целью экономии энергии на стадии дробления и измельчения на фабрике, не оправдывает себя. Этот важный вывод основан на том, что стоимость взрывной энергии (теплоты взрыва) в пересчете на одну тонну конечного продукта (концентрата) в 5 - 20 раз выше стоимости электроэнергии. Показано, что увеличение удельного расхода ВВ с целью снижения энергоемкости помола руды целесообразно только в том случае, если каждый процент дополнительного расхода ВВ обеспечит не менее чем 10 %-ное снижение энергоемкости помола руды в связи с ее разупрочнением на стадии взрывных работ за счет дополнительного расхода ВВ. Как показывает опыт, такая ситуация на практике не существует. Следовательно, идея повышения удельного расхода ВВ с целью снижения энергоемкости помола руды экономически не оправдана и является ошибочной.
Основываясь на этом выводе, можно утверждать, что для снижения энергоемкости измельчения руды необходимо избрать другой путь, а именно: путь увеличения КПД-взрыва. Это можно достичь оптимальным размещением ВВ в разрушаемом массиве, для чего необходимо обосновать и разработать рекомендации, которые бы позволили создавать зарядные полости заданной геометрической формы. Решение этой задачи возможно на базе термического способа образования скважин переменного сечения с помощью огневых станков. Причем, размеры котловых расширений должны быть ограничены экономическими критериями, а не стремлением безграничного их увеличения, как было принято во многих исследованиях, посвященных термическому расширению взрывных скважин на карьерах.Подводя итоги анализа способов и средств управления параметрами
Установление и обоснование основных закономерностей процесса термического расширения скважины
На основании проведенного выше обсуждения бурение пионерной скважины проводят с минимально возможным диаметром. В нижней части пионерной скважины образуют одну или несколько котловых полостей. Для этого используют терморасширительные буровые станки. С целью обоснования и разработки методики расчета параметров термического расширения скважин рассмотрим основные закономерности этого процесса.
При термическом расширении скважин используют горелки-терморасширители, в камере сгорания которых сжигается керосин или дизельное топливо в смеси с воздухом (окислитель). Через сопловое отверстие камеры сгорания высокотемпературные продукты горения смеси «керосин-воздух» подают в скважину. За счет интенсивного теплообмена восходящего потока продуктов горения со стенками скважины происходит хрупкое термическое разрушение породы. Соответственно эффективность разрушения горной породы определяется параметрами процессов горения топлива в камере сгорания терморасширителя и теплообмена газового теплоносителя со стенками скважины. При этом теплоноситель протекает в кольцевом канале, образованном между корпусом терморасширителя и стенками скважины.
Схема расположения терморасширителя 1 в скважине 2 при образовании котловых расширений приведена на рис. 2.2.1. Термическое расширение скважины осуществляют за счет воздействия на ее стенки отраженного восходящего потока 3 продуктов сгорания топлива при движении терморасширителя 1 снизу вверх с различной скоростью в зависимости от требуемого диаметра заряда. Зона воздействия высокотемпературного газового потока ограничена снизу уровнем А поворота потока и сверху - уровнем В подачи воды 4 в скважину. Подача воды осуществляется с целью пылеподавления и снижения температуры потока. Последнее необходимо для предотвращения расширения верхней части скважины, особенно ее устья, поскольку диаметр пионерной скважины, как было показано выше, определяет длительность процесса истечения продуктов взрыва. При этом часть продуктов термического разрушения горных пород удаляется из скважины, а часть оседает на ее дно, образуя область 5, непроницаемую для газового потока. Между осевшими на дно скважины продуктами термического разрушения породы и срезом сопла терморасширителя формируется застойная газовая зона 6. Ниже уровня А параметры газовой струи не обеспечивают условия термического удара необходимого для хрупкого разрушения породы, и в этой области осуществляется сравнительно медленный прогрев поверхности стенок скважины. определяется временем / теплового воздействия на ее стенки и линейной скоростью ия хрупкого термического разрушения. Последняя находится извыражения [41,42]где г - текущий радиус котловой полости (в точке М на рис. 2.2.1);а [г) - коэффициент теплоотдачи от теплоносителя к породе, Дж/м2 с -К,являющийся функцией текущего радиуса г;ап - коэффициент температуропроводности породы, м2/с;Яп - теплопроводность породы, Дж/м с К; в - средняя температура теплоносителя, С; Т - температура поверхности породы в момент ее разрушения, С.
Величина Тр определяется свойствами породы и равна [41]:где тс - предел прочности породы на одноосное сжатие, Па;/лп - коэффициент Пуассона породы;Р - коэффициент теплового расширения породы, 1 /С;Е - модуль упругости породы, Па. Для интегрирования дифференциального уравнения (2.2.1) необходимо определить явный вид функции а (г). Величину а (г) можно найти из подтвержденного экспериментальными данными критериального уравнения [62,66]:45 гв и Ргс - значения критерия Прандтля соответственно при температурах теплоносителя и стенки скважины;d - текущий диаметр котлового расширения, м; dT - диаметр терморасширителя, м; dT=dc-2h, dc - диаметр пионерной скважины, равный deblx,м; И - зазор между терморасширителем и стенками пионерной скважины, м;d1 = d-dc - так называемый эквивалентный диаметр канала кольцевого поперечного сечения (затрубного пространства скважины), м;со - средняя скорость газового теплоносителя, м/с;Ят -теплопроводностьтеплоносителя, Дж/м-с-К;vT - кинематический коэффициент вязкости теплоносителя, м2/с. В силу высокой турбулентности потока в зоне АВ температура в теплоносителя (газообразных продуктов горения топлива) на заданной высоте от уровня А не изменяется вдоль радиуса г. Изменением величины 0 по высоте в пределах от А до В пренебрегаем [41].Температура в теплоносителя в зоне АВ достаточно велика (порядка 900-1400 С), давление Р в этой зоне примерно равно 1-1,5 атм (1атм =101325 Па) и поэтому теплоноситель можно считать идеальным газом, состояние которого с высокой точностью определяется уравнением Клапейрона-Менделеева. Тогда плотность р теплоноси -теля составитгде /ІТ - молекулярная масса газового теплоносителя, кг/моль.
Скорость со теплоносителя найдем, исходя из его расхода G (кг/с) и площади SK поперечного сечения кольцевого канала (затрубного пространства скважины) с учетом (2.2.4)
Коэффициент i определяется только параметрами теплоносителя. Газовая постоянная теплоносителя равна RX=R//JT. Методика расчета режимных и конструктивных параметров терморасширителей известна и подтверждена экспериментально [41]. Расчетные и экспериментальные характеристики теплоносителя (продукты горения смеси «керосин-воздух») приведены в- таблице 2.2.1. Исследования теплообмена при расположении терморасширителя в искусственной скважине - охлаждаемой водой трубе показали, что температура теплоносителя в кольцевом канале составляет около 900С и изменяется по длине канала незначительно [70]. Таблица 2.2.1
Для подтверждения разрабатываемой методики используем исходные данные и результаты детальных экспериментальных исследований процесса термического расширения для условно базовой породы (граниты карьера «Колумбия», провинция Квебек, Канада), где испытания терморасширителя проводились в частности при диаметре пионерной скважины d = 0,114 м. Характер зависимости а (г ) показан на рис. 2.2.2. С((Г ),Вт/(м2К) по величине и далее, при г 0,05 м изменяется относительно мало. Это связано с тем, что по мере увеличения г площадь поперечного сечения кольцевого канала возрастает пропорционально квадрату г . Подставляя а (г ) из (2.2.8) в уравнение (2.2.1) и разделяя переменные, находим ленными переменными. Для его интегрирования освободимся от дробных степеней в левой части. Предварительно рассмотрим характер функции График данной функции при заданном пионерном радиусе скважины, равном гс = 0,057 м приведен на рисунке 2.2.3. Функция f(r ) монотонно возрастает в интервале 0 - 0,2 м изменения гс, не имеет локальных экстремумов, точек перегиба и других особенностей. Такую функцию можно приблизить с любой точностью степенным рядом в окрестности гс, т.е. при г = г - гс =0. Формула Маклорена для функции f(r ) имеет вид Отсюда имеем Графики точной (2.2.11) и приближенной (2.2.16) функций /(г ) при г = 0,057 м представлены на рисунке 2.2.4, а при минимальном г с = 0,045 м и максимальном гс = 0,125 м значениях гс - соответственно на рисунках 2.2.5 и 2.2.6. Исходя из рис. 2.2.4, 2.2.5 и 2.2.6 можно считать, что приближение (2.2.16) выполняется с достаточной для практики точностью. Тем не менее, произведем оценку данного приближения. Вычислим остаточный член R3(r ), определяемый третьей производной функции /(г ). Погрешность будет меньше модуля остаточного члена, т.е. должно выполняться неравенство
Расчет составляющей себестоимости бурения
Исходя из изложенного выше, предлагается комбинированная технология обуривания уступов на карьерах железистых кварцитов, которая заключается в бурении пионерных скважин сравнительно малого диаметра по расширенной сетке и их последующее термическое расширение в нижней заряжаемой части. При этом естественно предположить, что с увеличением диаметра котловой, расширенной термическим способом, заряжаемой части скважин, их сетка будет увеличиваться, чтобы удельный расход взрывчатых веществ (ВВ) оставался постоянным. Естественно также, что с уменьшением скорости протяжки горелки снизу-вверх при термическом расширении скважин диаметр котловых полостей будет возрастать (но не беспредельно) и наоборот.
Определить оптимальный диаметр пионерной скважины и оптимальный диаметр котловой, заряжаемой части в ней, формируемой при термическом ее расширении, возможно только на основании технико-экономического анализа, что удобно качественно проиллюстрировать с помощью зависимостей, представленных на рис.3.1.1.
Согласно этого рисунка при термическом расширении скважины с пионерным диаметром dс при увеличении диаметра котловой полости, что достигается уменьшением скорости подъема горелки снизу-вверх, составляющая себестоимости обуривания 1 м3 горного массива, обусловленная механическим бурением пионерных скважин (СБ, руб / м3) будет уменьшаться, так как при этом представляется возможным увеличить сетку скважин и, естественно, сократить объем механического бурения. Одновременно с этим составляющая себестоимости термического расширения скважин (Cj, руб/м3), отне сенная к 1 м3 обуренного массива будет возрастать.
По мере увеличения диаметра d к котловых заряжаемых полостей и увеличением сетки скважин составляющие себестоимости на средства взрывания (Сев. руб / м3) и заряжания (Сз, руб / м3), также будут незначительно уменьшаться. Составляющая же себестоимости отбойки массива, обусловленная удельным расходом ВВ (Свв, руб / м3), при любом диаметре заряжаемой части скважины должна оставаться постоянной.
Совместное решение (аналитическое или графическое) уравнений СБ = / позволит получить зависимость себестоимости отбойки 1 м3 массива (Сот, руб/м3) как функцию указанных аргументов и определить оптимальный диаметр котловой полости d к (при заданном пионерном диаметре скважины dс), при котором себестоимость отбойки будет минимальна.
Рис. 3.1.1 Расчеты будем проводить применительно к обуриванию уступов железистых кварцитов Лебединского ГОКа, при этом такой методический подход определения оптимального диаметра пионерных скважин может быть использован для ГОКов России, разрабатывающих железистые кварциты и на которых применяется (применялась) комбинированная технология обурива-ния уступов.
Себестоимость отбойки Сот (руб / м3) железистых кварцитов от массивапри комбинированной технологии обуривания уступов можно определить из очевидного выражения:где СБ, Cj, Сз, Сев, Свв - составляющие себестоимости отбойки железистых кварцитов, обусловленные соответственно бурением пионерных скважин, их термическим расширением, заряжанием, расходом средств взрывания и расходом взрывчатого вещества; 3Б - затраты на бурение 1 м пионерной скважины, руб / м; _?Б - затраты на термическое расширение 1 м скважины, руб / м; Зз -затраты на заряжание скважины в пересчете на 1 м скважины, руб/м; 3Св -затраты на средства взрывания (СВ) и коммутацию взрывной сети в пересчете на 1 м скважины, руб/м; 3Вв -затраты на ВВ в пересчете на 1 м скважины, руб/ м; ab - сетка скважин, м м (или выход горной массы с 1 погонного метра скважины,м3/м).
Минимизацию величины Сот в силу нелинейности ее составляющихпроведем методом поиска экстремума этой величины с использованием соответствующих аналитических зависимостей, полученных и обоснованных в предыдущей главе.3.2. Расчет составляющей себестоимости бурения
Затраты на бурение пионерных скважин можно определить по формуле:где Эб - затраты на бурение в единицу времени, руб/с; v. - скорость буре 79 ния, м/с;
На основании анализа технических характеристик, изготавливаемых в настоящее время буровых станков с погружными пневмоударниками, нами выбран станок J325KS фирмы DRILTECH. Стоимость машино-часа работы этого станка без учета зарплаты машиниста станка составляет 2995,84 руб/ч (93,62 долл. / ч). С учетом зарплаты машинистов буровых станков в России (80 руб/ч), стоимость машино-часа работы станка Д25К8 в России будет равна: Э6 = 2995,84 + 80 = 3075,84 руб/ч или 85,44 Ю-2 руб/с. Скорость бурения пионерных скважин станком Д25КБ различного диаметра определим, используя энергетическую теорию механического разрушения пород при бурении. Согласно этой теории энергоемкость механического бурения скважин W связана со скоростью бурения иб (в м/ч ) соотношением: В свою очередь, известно, что энергоемкость механического разрушения пород пропорциональна квадрату ее прочности на сжатие: где А - коэффициент пропорциональности; ис - предел прочности породы на сжатие, Па. На основании многочисленных экспериментов фирмой DRILTECH было установлено, что практическая скорость бурения ипр скважин диаметром d с = 0,172 м станком Д25К8 в породах с пределом прочности на сжатие ас, равным 180-106Па равна 25 м/ч (6,944 10 3 м/с). Под практической скоростью понимается скорость бурения с учетом всех вспомогательных операций (перевозка станка от скважины к скважине, наращивание буровых штанг и др.). С учетом фактических результатов бурения скважин в породе с преде
Основные типы воздушно-огнеструйных горелок
Горелка (рис. 4.2.1), выполненная по этой схеме, состоит из корпуса /, головки-завихрителя 2, форсунки для распыления горючего 3, жаровой камеры 4 и соплового аппарата 5. Горючее подается через центробежную форсунку в камеру сгорания. Применение центробежной форсунки с перепадом давления (6-8)-105 Па позволяет получать тонкий распыл горючего с достаточно равномерным распределением его по сечению камеры сгорания.
Сжатый воздух из штанги поступает в камеру сгорания через отверстия 6 и винтовые каналы 7 головки-завихрителя. Большая часть воздуха проходит через винтовые каналы, получая вращательное движение. В результате действия центробежных сил основная масса воздуха концентрируется у стенок жаровой трубы, защищая последнюю от перегрева и создавая благоприятные условия для сгорания топливной смеси. Часть воздуха, подаваемая через отверстия 6, способствует полноте сгорания топли-ва, при этом улучшается также процесс запуска горелки. Продукты сгорания топлива истекают из горелки со сверхзвуковой скоростью через сопло 8. В современных горелках массовый расход топлива достигает 0,75 кг/с и более. При давлении в камере сгорания (5—6)-10 Па и температуре продуктов сгорания 1600— 1800 С скорость истечения газов через сопло находится в пределах 1200—1350 м/с. Вода под давлением (3—4)-105 Па движется в кольцевом пространстве между жаровой камерой и корпусом, далее она попадает в систему отверстий соплового ап парата и выбрасывается наружу. Таким образом осуществляется охлаждение теплонапряженных деталей горелки. Для лучшего охлаждения жаровой ка Рис. 4.2.1
Отличительной особенностью схемы (см. рис. 4.2.2) является воздушное охлаждение теплонапряженных деталей горелки и подогрев, за счет этого, воздуха, поступающего в камеру сгорания, что улучшает процесс сгорания топливной смеси. Воздух, проходя через отверстия в головке-завихрителе 2, поступает в зазор между корпусом / и промежуточной камерой 3. Оттуда через каналы 8 соплового аппарата 5 воздух поступает в межтрубное пространство между жаровой камерой 4 и промежуточной камерой. Далее через отвер стия б и винтовые каналы 7 воздух попадает в камеру сгорания, где смешиваясь с горючим, распыленным форсункой, образует топливную смесь. Продуктысгорания топливной смеси выбрасыва і ются наружу через сопло 9. Нагрев воз духа перед подачей его в камеру сгора ния в указанной схеме происходит в ос 1 j 5. Основная масса воздуха попадает всти. Горелки, выполненные по описан-ной схеме, обладают высокими эксплуатационными показателями и используются при расширении взрывных скважин.
К недостаткам этой схемы следует отнести значительные потери давления воздуха при прохождении его по охлаждающим трактам. На пути попадания в камеру сгорания воздушный поток делает два поворота на 180, вследствие чего давление в камере сгорания падает и соответственно снижаются тепловые показатели высокотемпературной газовой струи, генерируемой горелкой.
Пылеподавление осуществляют путем сброса воды в затрубное пространство на уровне чуть выше самой горелки. Такие горелки применяют на Михайловском ГОКе.4.2.3. Горелка с воздушным охлаждением и насадком Схема (рис. 4.2.3) предусматривает воздушное охлаждение теплонапря-женных деталей горелки. Подача воздуха в камеру сгорания в данном случаепроизводится по межтрубному пространству между корпусом / и жаровой камерой 2 и далее по каналам б в сопловом аппарате 4 и зазору между жаровой камерой и насадком 3.
Тепловой поток генерируемый в камере сгорания выбрасывается через сопло 7. Отверстия 5 в верхней части камеры сгорания служат для обеспечения устойчивости запуска и выхода на рабочий режим.Рис. 4.2.3 - шштшшшшшштштяшшштяш.
Для повышения стойкости терморасширителя, выполненного по описываемой схеме, жаровая камера 2, насадок 3 и сопловой аппарат 4 обычно изготавливаются из жаропрочных сталей. Кроме того, жаровая камера и насадок, как правило, имеют продольные или винтовые ребра жесткости для увеличения поверхности охлаждения. Данная схема обладает рядом преимуществ по сравнению со схемой (см. рис. 4.2.2), основными из которых являются более низкое гидравлическое сопротивление воздушного тракта и простота конструкции. Воздух, попадая в камеру сгорания, делает один по ворот на 180, поэтому при одинаковых ус-ловиях, давление в камере сгорания в данном случае будет выше, чем в конструкциях, выполненных по схеме (см. рис. 4.2.2) и, следовательно, тепловой поток, генерируемый горелкой-терморасширителем, будет иметь более высокие теплопередающие параметры. Отсутствие завихрителя в головке в значительной мере упрощает конструкцию горелки и делает ее более технологичной в изготовлении.
К недостаткам описываемой схемы относится более сложный запуск и выход на рабочий режим, а также некоторое снижение стойкости внутренних деталей (жаровая камера, насадок). Это объясняется отсутствием в камере сгорания закрученного воздушного потока, вследствие чего в первом случае менее эффективно происходит процесс смесеобразования, а во втором - отсутствует пристеночный слой воздуха, снижающий теплонапряженность камеры сгорания. Пылеподавление в горелке, работающей по схеме (см. рис. 4.2.3), осуществляется путем сброса воды из буровой штанги на уровне чуть выше расположения горелки.
