CC BY
34
УДК 622.235.213
Кантор Вениамин Хаимович
генеральный директор, ООО НТФ «ВЗРЫВТЕХНОЛОГИЯ», 105203, г. Москва, ул. 14-я Парковая, 8 e-mail: vzrivtechnolo gia@mail. ru
ОЦЕНКА РАБОТОСПОСОБНОСТИ И ОПРЕДЕЛЕНИЕ ОПТИМАЛЬНЫХ ПАРАМЕТРОВ СКВАЖИННЫХ ЗАРЯДОВ ЭМУЛЬСИОННЫХ ВЗРЫВЧАТЫХ ВЕЩЕСТВ ПРИ ВЗРЫВЕ В ГОРНЫХ ПОРОДАХ_
Аннотация:
Приведена методика оценки взрывотехнических параметров ВВ и их взрывной эффективности при идеальном детонационном процессе развития взрыва. Рассмотрены вопросы проведенных аналитических исследований по обоснованию параметров промежуточных детонаторов различного диаметра. Выполнено сравнение порошкообразных, эмульсионных патронированных и литых тротиловых шашек детонаторов. Показано, что детонационные характеристики промежуточного детонатора имеют достаточно ограниченное влияние на развитие детонационного процесса в скважинных зарядах ВВ по сравнению с влиянием его массогабаритных параметров. Диаметр промежуточного детонатора преимущественно определяет численные значения полного детонационного импульса и полной энергии активной массы заряда.
Ключевые слова: промежуточный детонатор, скорость детонации, теплота взрыва, взрывчатое вещество, заряд, горные породы.
DOI: 10.25635/2313-1586.2022.03.014
Kantor Veniamin Kh.
General Director,
NTF Explosion Technology,
105203 Moscow, 8 in 14th Parkovaya Str.
e-mail: vzrivtechnolo gia@mail.ru;
EVALUATION OF OPERABILITY AND DETERMINATION OF OPTIMAL PARAMETERS OF EMULSION EXPLOSIVE BOREHOLE CHARGES DURING EXPLOSION IN ROCK MASS
Abstract:
The article presents a methodology of assessing the explosive technical parameters of explosive materials and their explosive effectiveness in an ideal detonation process of explosion development. It considers the issues of analytical studies conducted to substantiate the parameters of intermediate detonators of various diameters. A comparison of powdered, emulsion-chambered and cast TNT blocks of detonators has been carried out. It is shown that the detonation characteristics of the intermediate detonator have quite limited effect on the detonation process of downhole explosive charges compared with the influence of it mass and size parameters. The diameter of the intermediate detonator mainly determines the numerical values of the total detonation pulse and the total energy of the active mass of the charge.
Key words: intermediate detonator, detonation velocity, explosion heat, explosives, charge, rocks.
При использовании различных видов взрывчатых веществ (ВВ) в производственной практике возникает необходимость определения численных значений относительной работоспособности для сравнительной оценки их эффективности и расчета параметров скважинных зарядов при отбойке горных пород.
Относительную работоспособность различных ВВ в горных породах для обеспечения одинакового механического эффекта взрыва (дробление, разрыхление, выброс) принято характеризовать коэффициентом взрывной эффективности ВВ - Квв [1], иногда называемым переводным коэффициентом, определяемым как отношение масс эквивалентных зарядов сравниваемых ВВ:
Квв =QIQЭ, (1)
где Q, Qэ - массы применяемого и эталонного ВВ, кг.
Для практических расчетов параметров зарядов ВВ используют при определении Квв вместо массы ВВ их эквивалентные значения, отнесенные к единице объема взрываемых пород, - удельные расходы применяемого q и эталонного qэ ВВ [1, 7]:
Квв =^э. (2)
Исходя из равенства энергий применяемого и эталонного ВВ QQъзр = @э@эвзр, коэффициент взрывной эффективности ВВ обычно вычисляется по отношению удельных теплот взрыва этих ВВ [9]:
Квв =QIQэ=QэвзрIQвзр, (3)
где фвзр, @эвзр - удельные теплоты взрыва применяемого и эталонного ВВ, ккал/кг.
Поскольку теплоты взрыва ВВ зависят только от их химического состава, то при взрывах в горных породах на коэффициент взрывной эффективности Квв для обеспечения сопоставимого механического эффекта их дробления и перемещения должны оказывать влияние как свойства горных пород, так и взрывотехнические параметры заряда ВВ - плотность, скорость детонации, объем газов. Поэтому Квв, определенный по теплоте взрыва, является приближенной оценкой реальной работоспособности ВВ при разрушении горных пород для обеспечения требуемого действия взрыва.
Выделяющаяся при взрыве тепловая энергия преобразуется в механическую работу, совершаемую расширяющимися продуктами взрыва (ПВ).
При идеальном процессе - отсутствии термодинамических потерь - имеет место адиабатический процесс расширения продуктов взрыва (ПВ), не сопровождающийся теплообменом с окружающей средой. В условиях взрывания наиболее близкими к адиабатическому процессу является взрыв ВВ в воздушной среде. В горных породах термодинамические потери возрастают. При этом они существенно выше в пористых и хрупких легкодробимых породах и минимальны в пластичных средах.
Мерой идеальной работоспособности ВВ служит максимальная работа, которую совершают ПВ при своем адиабатическом расширении до давления окружающей среды (воздушной, водной, горной), т.е. когда остаточное давление ПВ уравнивается противодавлением среды - прочностным ее сопротивлением [9].
Идеальная работоспособность ВВ является одной из важнейших энергетических характеристик ВВ, показывая наряду с теплотой взрыва теоретическую возможность реализации энергетического потенциала ВВ в механическую работу - дробление, разрыхление, перемещение горных пород.
Идеальная работоспособность (полная работа, работа расширения газов взрыва) А по первому закону термодинамики определяется по формуле [2, 8]:
(у—1~1
^Ч'Ккт' (4)
где @вЗр - полная тепловая энергия (теплота взрыва), ккал/кг; Р0 - начальное давление газов взрыва, кбар; Рн - давление в камуфлетной полости, соответствующее предельному сопротивлению среды (прочностная характеристика) в условиях всестороннего сжатия горных пород образованной полости, кбар; у - эффективный показатель адиабаты.
Данное уравнение определяет максимальную работу продуктов взрыва при адиабатическом их расширении до прочностного сопротивления окружающей среды и может использоваться для практической оценки реальной работоспособности ВВ в горных породах.
Показатель адиабаты у на завершающей стадии расширения ПВ (газовой полости) до прочностного сопротивления среды обычно принимается в пределах у=1,2^1,4. Для расчетов остаточного сопротивления среды при расширении ПВ эффективный показатель адиабаты рекомендуется (Родионов В.Н.) принимать постоянным и равным у=1,25.
Согласно теоретическим исследованиям [3] предельное давление газов в полости Ро, соответствующее прочности окружающей среды, составляет при квазистатическом расширении камуфлетной газовой полости в хрупкой среде:
Е ас
и — с
Ро = =-(5)
где ас - предел прочности среды на одноосное сжатие; Е - модуль продольной деформации среды; £ - продольная деформация среды; К - показатель, характеризующий условия воздействия нагрузки при расширении полости в прочной среде (К=2 - несжимаемая среда дробленого материала, К<2 - разрыхление среды, К>2 - уплотнение среды).
В условиях всестороннего сжатия, по данным Мосинца В.Н. [4], прочность твердых тел может повышаться в 10 - 12 раз.
При уплотнении твердой упругой прочной среды под воздействием ПВ на стенки полости (К >2) предельное давление газов взрыва, согласно оценочным расчетам по формуле (5), может превышать сопротивление раздавливанию в 4 - 6 раз, составляя в среднем Ро=5ас. Приравнивая полную идеальную энергию взрыва заряда эталонного ВВ @В3р к идеальной энергии взрыва применяемого ВВ Qвзр, имеем очевидное энергетическое равенство:
А ЭQЭ=AQ. (6)
Коэффициент взрывной эффективности ВВ К вв как характеристика полной механической работы взрыва эквивалентных зарядов, массы которых обеспечивают одинаковое разрушение горных пород, находится из соотношения:
К» = %э = 7 . <7)
Для эталонного и применяемого ВВ полная идеальная работа процесса адиабатического расширения газовой полости может быть представлена в виде выражений:
Аэ = &эзр[1-ф Ч; (8)
Рэ I—.
а = Свзр[1 - е)у ],
Рн
где Рэ, Рн -начальное давление газов взрыва для эталонного и применяемого ВВ соответственно, кбар.
Расчетная формула для коэффициента взрывной эффективности ВВ Квв, определяющего относительную работоспособность ВВ в горной породе по идеальной работе взрыва при постоянном показателе адиабаты у=1,25, имеет следующий вид:
^ ___ @БЗр
(2э Фвзр
1-(р°/Р)02
1-(Ро/р )02
(9)
'Рн
Прочностное сопротивление горных пород Ро=5ас может быть для упрощения расчетов выражено как функция коэффициента крепости пород f по шкале профессора М.М. Протодьяконова:
Ро = 0,5/, кбар. (10)
Начальное давление газов взрыва в скважине принимается усредненно Рн=Рвв12, где Рвв - детонационное давление при взрыве заряда ВВ.
Для вычисления детонационного давления ВВ обычно используется общепринятая теоретическая зависимость [5]:
Рвв = 10^|, кбар, (11)
где рвв - плотность ВВ, г/см3; Двв - скорость детонации ВВ, км/с; п - показатель политроны.
Для промышленных ВВ диапазон значений показателя политроны изменяется в достаточно широких пределах и=1,5^3,5.
Неопределенность выбора значений показателя политропы для различных ВВ затрудняет использование уравнения (11) для практических расчетов детонационного давления. В этой связи целесообразно воспользоваться формулами для экспресс-расчетов детонационного давления Рд (кбар) и соответствующей ему идеальной скорости детонации ВВ Би (м/с):
Рд = 9 * 10-6(£и - 2641)2 + 15,96, кбар; (12)
£>и = 2641 + 3,231рвв-ДВЗЛ, м/с, (13)
где @вЗр - теплота взрыва, ккал/кг; - удельный объем газов взрыва, л/кг; рвв - плотность ВВ, г/см3.
Проведем численную оценку относительной работоспособности эмульсионного взрывчатого вещества в сравнении с ВВ другого типа по величине коэффициента взрывной эффективности Квв в соответствии с предложенной методикой. В качестве эталонного ВВ примем порошкообразный аммонит 6ЖВ. Определим Квв для наиболее стан-
дартного эмульсионного ВВ в виде химически газифицированной матрицы и простейшего гранулированного ВВ на основе аммиачной селитры и жидкого нефтепродукта типа А№0, сбалансированного по кислородному балансу.
В табл. 1 приведены основные исходные термодинамические параметры ВВ, необходимые для расчета коэффициента Квв по формуле (9). Для вычисления начального давления Рн в зарядной выработке использовалось значение детонационного давления Рд по формуле (12).
В табл. 2 приведены результаты расчета Квв для горных пород с существенно различными коэффициентами крепости / характеризующие их прочностное сопротивление Ро в соответствии с выражением (9) в условиях идеального детонационного процесса.
В табл. 3 и 4 приведены термодинамические параметры ВВ и соответствующие им расчетные значения при идеальном детонационном процессе коэффициента Квв для наиболее распространенных (типовых) смесевых составов эмульсионных взрывчатых веществ (ЭВВ) - эмульсионной матрицы и гранулированного АК-Б0 (твердая фаза) в процентном соотношении, соответственно (по массе), - 30/70, 50/50 и 70/30.
Таблица 1
Взрывотехнические параметры ВВ для расчета Квв при идеальном детонационном процессе развития взрыва
Параметры ВВ Тип ВВ
Аммонит 6ЖВ (эталон) А№0 ЭВВ*)
Рвв, г/см3 1,0 0,85 1,25/(1,15)
0взр, ккал/кг 1000 900 700
Уг, л/кг 890 910 1000
Рд, кбар 84 72 118/(102)
Би, м/с 5689 5126 6020/(5750)
Таблица 2
Коэффициенты взрывной эффективности ВВ Квв при идеальном детонационном процессе развития взрыва
Характеристика прочности пород / Тип ВВ
Аммонит 6ЖВ (эталон) А№0 ЭВВ*)
5 1,0 1,158 1,313/1,360
10 1,0 1,181 1,271/1,340
20 1,0 1,228 1,195/1,128
*) - числитель для плотности ЭВВ 1,25 г/см3, знаменатель для 1,15 г/см3.
Таблица 3
Взрывотехнические параметры смесевых ЭВВ для расчета Квв при идеальном детонационном процессе развития взрыва
Параметры ЭВВ Состав ЭВВ (ЭМ/АЫ-Р0), %
30/70 50/50 70/30
Рвв, г/см3 1,15 1,20 1,25
0взр, ккал/кг 850 800 750
Уг, л/кг 1000 1000 1000
Рд, кбар 122 124 126
Би, м/с 6066 6108 6138
Таблица 4
Коэффициенты взрывной эффективности смесевых ЭВВ при идеальном детонационном процессе развития взрыва
Характеристика прочности пород / Состав ЭВВ (ЭМ/А№0), %
30/70 50/50 70/30
5 1,08 1,138 1,207
10 1,037 1,085 1,163
20 0,968 1,022 1,082
При скорости детонации заряда Бвв<Би (режим неидеальной детонации), определяемой диаметром заряда ^вв, происходит снижение детонационного давления в соответствии с зависимостью:
^вв = Рд^т)2 , кбар. (14)
В качестве примера для параметров (табл. 5) выполнен расчет коэффициента взрывной эффективности Квв для ЭВВ и А№0 применительно к условиям развития процесса взрыва в неидеальном режиме со скоростями детонации ВВ Бвв для скважинных зарядов диаметром ёвв= 200 ^ 220 мм.
Таблица 5
Взрывотехнические параметры ВВ для расчета Квв при неидеальном детонационном процессе развития взрыва
Параметры ВВ Тип ВВ
Аммонит 6ЖВ (эталон) А№0 ЭВВ*)
Рвв, г/см3 1,0 0,85 1,25/(1,15)
0взр, ккал/кг 1000 900 700
Уг, л/кг 890 910 1000
Би, м/с 5689 5126 6020/(5750)
Бвв, м/с 4800 4200 5200/4800
Рд, кбар 84 72 118/(102)
Рвв, кбар 60 48 88/70
Таблица 6
Коэффициенты взрывной эффективности ВВ Квв при неидеальном детонационном процессе развития взрыва
Характеристика прочности пород / Тип ВВ
Аммонит 6ЖВ (эталон) А№0 ЭВВ*)
5 1,0 1,195 1,282/1,366
10 1,0 1,242 1,222/1,336
20 1,0 1,367 1,095/1,268
*) - числитель для плотности ЭВВ 1,25 г/см3, знаменатель для 1,15 г/см3.
Анализ выполненных расчетов коэффициента взрывной эффективности Квв для ЭВВ в горных породах различной крепости по формуле (9) показывает, что при постоянной плотности ВВ относительная работоспособность (эталон-аммонит 6ЖВ) с ростом прочности горных пород снижается как при идеальном, так и при неидеальном режиме развития детонационного процесса в скважинных зарядах (табл. 2, 6). При этом с ростом
прочности пород коэффициент Квв снижается более интенсивно при взрыве ЭВВ с большей плотностью рвв и, соответственно, большей скоростью детонации Dвв. Следовательно, при разрушении твердой среды взрывом плотность и скорость детонации ЭВВ энергетически выгодно повышать при росте прочности пород для снижения величины Квв, соответствующего увеличению относительной работоспособности ЭВВ.
Применительно к низкоплотным гранулированным ВВ типа А№0 при расчете Квв по формуле (9) наблюдается противоположная тенденция (см. табл. 6). С ростом крепости пород коэффициент Квв повышается, что обусловливается более высоким детонационным давлением эталонного ВВ (аммонит 6ЖВ), чем у применяемого А№0.
Снижение величины коэффициента Квв с увеличением крепости пород при постоянной плотности и скорости детонации имеет место не только для ЭВВ на основе газифицированной матрицы, но и для смесевых составов ЭВВ с твердой фазой гранулированного А№0 (см. табл. 4). При этом с повышением содержания в смесевых составах ЭВВ эмульсионной матрицы при постоянной крепости пород растет величина Квв, что соответствует снижению работоспособности ЭВВ по разрушающему действию взрыва в горных породах.
Определение относительной работоспособности ВВ при взрыве в горных породах по идеальной работе взрыва в соответствии с формулой (9) позволяет при определении коэффициента взрывной эффективности Квв комплексно учесть не только прочностные характеристики разрушаемой твердой среды, но и все основные взрыво-технические параметры зарядов, такие как плотность, скорость детонации, объем газов, теплота взрыва ВВ и диаметр заряда.
Оценка относительной работоспособности ВВ только по теплоте взрыва, согласно формуле (3), не позволяет в реальных горных породах определить необходимые энергозатраты для расчета параметров скважинного заряда для получения сопоставимых результатов по механическому (разрушающему) эффекту взрыва.
Практический интерес представляет возможность управления параметрами взрывной отбойки горных пород скважинными зарядами ЭВВ за счет регулирования скорости детонации при изменении их плотности в процессе химической газификации эмульсионной матрицы.
Теоретические исследования взаимосвязи геометрических параметров скважин-ных зарядов ЭВВ от их полного бокового детонационного импульса при уступной отбойке горных пород позволили установить функциональную связь радиуса действия удлиненного цилиндрического заряда ВВ со скоростью детонации Dвв, плотностью ВВ Рвв и горных пород Рг.
Формула определения величины оптимального сопротивления Ж по подошве уступа (радиуса разрушения Гр) для скважинного удлиненного заряда ЭВВ, обеспечивающего проработку и полный отрыв породы по проектной отметке подошвы, имеет следующий вид:
Ж = 5 ¿вв Кт^м, (15)
-и Рг °р
где ^вв - диаметр скважины, м; £вв - скорость детонации ВВ в диаметре заряда ^вв при плотности рвв, км/с; рвв, рг - плотности ВВ в скважине и взрываемых горных пород, г/см3; <гс, Ор - пределы прочности пород на сжатие и растяжение, МПа.
Глубина перебура I п ниже подошвы уступа при заданной величине W зависит от скорости детонации ЭВВ Dвв и хрупкости пород, определяемой соотношением пределов ее прочности на сжатие Ос и растяжение Ор.
Используя представления об импульсном воздействии торцевой части скважин-ного заряда на сдвижение объема породы, расположенного ниже уровня подошвы уступа, получена теоретическая формула для определения глубины перебура, учитывающая скорость детонации ЭВВ, прочностные характеристики пород и диаметр скважин-ного заряда:
/п = 0,33^^(1 + 28), м, (16)
где = п /п _ - безразмерный множитель, определяемый значением показателя политропы и взрывчатого вещества.
Расчетная величина показателя политропы при идеальном детонационном процессе определяется из известных соотношений гидродинамической теории детонации конденсированных ВВ:
1 , 50рд глп\
п = 1 +--—, (17)
РввФвзр
где рвв - плотность ВВ, г/см3.
Величина забойки /зад скважинного заряда ВВ зависит от его диаметра и связана с детонационными характеристиками ВВ (Пвв, рвв), соотношением прочностных показателей горных пород —, а также акустической жесткостью забоечного материала (рзДз)
ор
теоретической формулой:
/заб = 4^ввКд^вв(1 + 28 /Д,в? X м (18)
"в^1д Рз^з 4 ^ вв^с
(П + 1)П ,
где ^д = П /п2-1.
Выполненные исследования выявили существенное влияние скорости детонации ВВ на величину оптимального интервала замедления взрыва смежных скважинных зарядов (групп зарядов) ВВ при отбойке горных пород.
Оптимальное время замедления взрыва скважинными зарядами ВВ в ряду tз для эффективного дробления горных пород определяется условием нагружения разрушаемого массива до предельно-напряженного состояния, соответствующего максимальному времени расширения газовой полости в камуфлетной фазе развития взрыва [12]:
=—^—Ж, мс, (19)
где Кр - коэффициент разрыхления взорванной горной массы; / - коэффициент крепости горных пород по М.М. Протодьяконову; рг - плотность горных пород, г/см3; Ж - расстояние до свободной поверхности (сопротивление по подошве уступа), м; Двв - скорость детонации скважинного заряда, км/с.
Оптимальное время замедления взрыва между рядами скважинных зарядов ВВ tр рекомендуется рассчитывать по формуле (20):
*р = + ф2, мс, (20)
где Ъ - расстояние между рядами зарядов ВВ, м; а - расстояние между зарядами ВВ в ряду, м.
Формула (19) показывает, что при заданных Ж и/интервал КЗВ должен пропорционально увеличиваться с повышением не только интенсивности разрыхления пород Кр, их плотности рг, но и скорости детонации ВВ в скважине Пвв. Следует отметить, что скорость детонации ВВ Пвв является одним из определяющих факторов влияния на управление процессом замедления при взрыве зарядов ВВ и на эффект дробления пород взрывом.
Приведенные формулы определения основных параметров скважинных зарядов при уступной отбойке горных пород (Ж, /п, /заб, tз) требуют предварительного определения скорости детонации ВВ, зависящей от множества факторов и, в первую очередь, от диаметра скважины, плотности ВВ, величины инициирующего импульса промежуточного детонатора, наличия забойки, определяющей продолжительность действия продуктов детонации и длительностью поддержания их давления.
Предложенная методика определения оптимальных параметров буровзрывных работ (БВР) в зависимости от скорости детонации ЭВВ Dвв и их плотности в скважине Рвв позволяет производить на принципах подобия определение основных геометрических параметров при изменении детонационных характеристик ЭВВ.
Изменение плотности ЭВВ, регулируемой за счет химической газификации эмульсии, приводит к изменению скорости детонации ЭВВ в скважине постоянного диаметра. Для сохранения неизменной степени дробления горной массы необходимо производить пересчет параметров скважинного заряда с известных параметров, обозначенных индексом «1», на новые значения - с индексом «2» по следующей системе формул:
^вв=соп81;; / =СОПБ1
Ж2 = =
Рвв1Двв1 Рвв2Двв2
|Рвв2Двв2 Рвв1Двв1
заб2
1 заб1
Рвв2Двв2 Двв2
Рвв1Двв1 ^з2 _ Двв2 Двв1
'д
вв1
п2 п1
д
вв2
д
вв1
(21)
Двв2 = Двв1 + ^(Рвв2 -Рвв1),м/С
М = 3,231 /^зр^
При постоянной плотности эмульсионных ВВ рвв в скважинах различного диаметра ^вв скорость детонации Dвв возрастает до определенного предела по мере роста ^вв, что вызывает изменение степени дробления горной массы . При постоянной плотности ЭВВ рвв рост диаметра скважин ^вв приводит к снижению степени дробления / взорванной горной массы в соответствии с зависимостью
* 2 = (22)
^вв1 ивв2
Рвв1 = Рвв2.
Сравнительную оценку влияния изменения диаметра скважинного заряда ЭВВ на степень дробления породы при постоянной плотности ВВ по формуле (22) можно показать на следующем примере: ^вв1 = 0,2 м; Двв1 = 5 км/с, ц = 4. При увеличении диаметра скважины до dвв2=0,3 м скорость детонации возрастает до Двв2 = 6 км/с. При этом степень дробления пород снижается до следующего значения:
1 2 = 4 • 6 • 0,2 = 3,2, или на 25 %.
2 5 0,3
Следовательно, при переходе на увеличенный диаметр скважин во избежание снижения степени дробления пород необходимо увеличивать скорость детонации ЭВВ за счет повышения плотности ВВ.
Практический интерес при определении эффективных параметров БВР отбойки горных пород скважинными зарядами ЭВВ представляет обоснование выбора оптимальных значений скорости детонации Допт и соответствующей ей оптимальной плотности ВВ Ропт.
Условиями наиболее оптимального режима взрывного нагружения массива горных пород считается [4, 6] соответствие скорости детонации взрывчатого вещества и звука в горной породе:
Dопт = Dз,
где Dопт - оптимальная скорость детонации ВВ в скважине, м/с; Dз - скорость звука в горной породе, м/с.
Скорость детонации ЭВВ для заданного диаметра скважины dвв зависит от плотности ВВ рвв, регулируемой за счет химической газификации эмульсии. Если при взрыве ЭВВ с известной его плотностью Рвв была измерена скорость детонации в скважинном заряде диаметром dвв, то по известной скорости звука в горной породе Dз может быть определена оптимальная плотность Ропт, соответствующая условию по следующей формуле:
Роит = Рвв + 0,з(^з-=вг),г/см3, (23)
где Dвв - измеренная в скважинном заряде ЭВВ скорость детонации при плотности рвв, м/с; Qвзр - теплота взрыва ЭВВ, ккал/кг; V-- объем газообразных продуктов взрыва ЭВВ, л/кг.
Приведем пример определения оптимальной плотности ропт по уравнению (23) для следующих условий:
рвв = 1,1 г/см3; Dвв = 5200 м/с; Qвзр = 700 ккал/кг; Уг = 1000 л/кг.
Породе со скоростью звука Dз = 5500 м/с должна соответствовать оптимальная скорость детонации ЭВВ, равная Dопт = 5500 м/с, для обеспечения которой требуется за счет газификации эмульсионной матрицы иметь следующую плотность:
Роит = 1,10 + 0,3 (550°-5200) = 1,208, г/см3.
гопт 7700*1000 '
Если скорость звука в горной породе Dз = 5000 м/с, то ей будет соответствовать оптимальная скорость детонации ЭВВ, равная Dопт = 5000 м/с, с плотностью взрывчатого состава
Роит = 1,10 + 0,3 (5000-5200) = 1,028, г/см3.
гопт 7700*1000 '
Надежное возбуждение нормальной детонации в скважинном заряде ВВ осуществляется за счет инициирующего импульса промежуточного детонатора (ПД), определяемого массой, диаметром, длиной ПД и типом ВВ, используемом в ПД.
Экспериментально установлено, что масса и геометрические размеры промежуточного детонатора существенно влияют на изменение скорости детонации на участке выхода детонационного процесса на стационарный режим детонации с постоянной скоростью и определяют, в конечном счете, стабильность распространения фронта детонации по всей длине колонки заряда ВВ.
На рис. 1 и 2, по данным [7], приведены графики изменения скорости детонации скважинных зарядов взрывчатых смесей типа А№0 диаметром 229 и 270 мм в зависимости от массы и скорости детонации промежуточных детонаторов. Изменение скорости детонации промежуточного детонатора от 3150 до 5734 м/с (в 1,82 раза) при постоянном их размере не оказывает никакого практического влияния на численное значение скорости детонации инициируемого заряда ВВ диаметром 270 мм по всей длине участка разгона детонации до стационарного значения.
Из графика на рис. 2 видно, что стационарная скорость детонации в заряде ВВ может быть достигнута промежуточными детонаторами массой от 0,45 до 11,3 кг, однако только промежуточные детонаторы массой начиная примерно с 10 кг полностью исключают в зарядах А№0 диаметром 229 мм участки разгона детонации в низкоскоростном режиме.
Согласно современным научным представлениям, эффективность инициирования взрывчатых веществ с низкой ударно-волновой чувствительностью зависит исключительно от значений полного детонационного импульса, энергии и продолжительности действия так называемой активной массы заряда промежуточного детонатора [8].
Рис. 1. Изменение скорости детонации Б взрывчатой смеси АС-ДТ в зарядах диаметром
270 мм на различных расстояниях г и от инициатора постоянного размера (51*203 мм), имеющих различную скорость детонации: 1 - 5734 м/с; 2 - 4133 м/с; 3 - 3150 м/с
Рис. 2. Изменение скорости детонации Б взрывчатой смеси АС-ДТ в заряде диаметром 229 мм в зависимости от массы инициатора и расстояния до инициатора Ги
Активная масса заряда ПД МдА при его длине Нд>2,25 ёд определяется только диа-
метром ёд (м) и плотностью рд (кг/м3) заряда:
МД = Ц^дРД^КГ.
(24)
Для ПД с длиной Нд<2,25 ёд их активная масса МдА вычисляется по теоретической
зависимости:
М
А _
4 Н2
16 Я,
81 ал
2187
) , кг.
(25)
Полный детонационный импульс ПД, действующий на инициируемый заряд ВВ, взаимосвязан с активной массой ПД МдА (кг) и скоростью его детонации Бд (м/с) теоретической формулой:
/д = КдМА% кг*м/с; (26)
К =
( п ) п2-1 '
где п - показатель политропы, зависящий от плотности рд ПД.
Полная энергия активной массы заряда Ед наряду с импульсом 1д является важнейшим показателем, определяющем сравнительную эффективность инициирующей способности различных типов ПД:
МАП2
£Д = 2МЙЗ • (27)
Продолжительность действия инициирующей ударной волны определяется активной массой и скоростью детонации взрывчатого вещества ПД в соответствии с формулой
2Ма
tд = . (28)
Таким образом, сравнительная оценка инициирующей способности промежуточных детонаторов различного размера (диаметра), массы, плотности и скорости детонации может производиться исходя из величины полных импульса /д и энергии Ед активной массы МдА ПД.
В табл. 7 приведены сравнительные расчетные данные по оценке инициирующей способности промежуточных детонаторов из пентолитовых шашек-детонаторов ПТ-П750, патронированного ЭВВ Нитронит П и нового типа низкоплотных порошкообразных промежуточных детонаторов из гранулита РП большого диаметра и массы согласно изложенным теоретическим представлениям.
Таблица 7
Сравнительные параметры промежуточных детонаторов
Тип ПД йд, мм бд, кг Яд, м Рд, кг/м3 Од, ккал/к г .Од, м/с МАд, кг /д,кгм/ с Ед, ккал /д, мкс
ПТ-750 81,5 0,75 0,105 1580 1050 7500 0,208 615 218,4 28
РП 160 6,5 0,36 900 700 4000 0,964 2893 675 482
ЭВВ 90 3,5 0,475 1200 736 5500 0,229 556 168,5 56
Из табл. 7 следует, что низкоплотный порошкообразный детонатор из гранулита РП за счет большого диаметра ПД по сравнению с ПТ-П750 и ЭВВ имеет в 4,6 - 4,7 раза большую активную массу МдА и соответствующий ей полный детонационный импульс /д.
При этом полная энергия Ед активной массы заряда ПД из порошкообразного гра-нулита РП в 3 раза, а продолжительность ее действия /д, соответственно, в 8,5 и 17 раз выше, чем эти показатели у пентолитовой шашки ПТ-П750 и ЭВВ.
Несмотря на существенно более высокие детонационные и энергетические параметры, шашка ПТ-П750 и боевики из ЭВВ по способности инициировать промышленные ВВ в скважинах не имеют преимуществ перед ПД из порошкообразных низкоплотных ВВ большого диаметра и массы.
Стационарная детонация в скважинном заряде ВВ обеспечивается при соблюдении условия
Ед=Евв, (29)
где Ед - полная энергия ВВ промежуточного детонатора; Евв - полная энергия, выделяемая при взрыве на длине участка разгона детонации заряда ВВ до стационарной скорости.
Определение диаметра промежуточного детонатора йд, в соответствии с условием (29), производится по формуле общего вида:
^д = 0,5¿вв(1+^Г) , м, (30)
°Д Л1 рД НД
где йвв - диаметр заряда ВВ, м; Овв, Од - скорость детонации скважинного заряда и промежуточного детонатора, м/с; Нр - длина участка разгона детонации в скважинном заряде ВВ до стационарной скорости, м; Нд - длина промежуточного детонатора, м.
Для нормального распространения детонационного процесса по длине инициируемого заряда ВВ длина участка разгона детонации должна быть в пределах Нр= (1-2) йвв, а оптимальная длина боевика Нд<Нр.
Из формулы (30) следует, что оптимальные параметры боевика должны обязательно учитывать диаметр применяемых скважинных зарядов ВВ.
Безотказная детонация скважинного заряда ВВ возможна при условии инициирования ПД, имеющего диаметр йД > йк, где йк - критический диаметр детонации скважинного заряда ВВ [13].
Приняв по данным опытных работ оптимальное условие распространения детонационного процесса в незатухающем (стационарном) режиме Нр/Нд= ёвв/ ёд, расчетную формулу (30) определения диаметра промежуточного детонатора для инициирования скважинного заряда ВВ можно представить в виде выражения:
^д = —о^)3 , м (31)
где Бк - скорость детонации ВВ в критическом диаметре ёк, м/с.
Если вместо промежуточного детонатора из высокоплотного состава с высокой скоростью детонации используется, например, ПД из низкоплотного порошкообразного взрывчатого состава, то диаметр такого ПД определяется из условия равенства полных энергий их активных масс:
Ед£ = Ед, (32)
где Ед Ед - полные энергии активной массы ПД из низкоплотного и высокоплотного порошкообразного состава.
С учетом формул (24 - 27) определение расчетного диаметра низкоплотного порошкообразного промежуточного детонатора может производиться по формуле:
й = ¿д^/з^/з^-1)1^ (33)
д д Ода Рдо ЧП2-Г 4 '
где , , рд - диаметр, скорость детонации и плотность ПД из порошкообразного или другого аналогичного взрывчатого состава, соответственно.
Вывод
Анализ полученных результатов инструментальных измерений скорости детонации в зарядах из гранулированных и эмульсионных ВВ подтверждает, что скорость детонации промежуточных детонаторов имеет ограниченное влияние на развитие детонационного процесса в скважинных зарядах ВВ по сравнению с влиянием массогабарит-ных параметров ПД. Диаметр ПД (ёд), преимущественно определяющий численные значения полного детонационного импульса, и полная энергия активной массы заряда ПД (Ед) - основные интегральные параметры, влияющие на эффективность инициирования скважинных зарядов промышленных ВВ.
Список литературы
1. Авдеев Ф.А., Барон В.А., Гуров Н.В., Кантор В.Х., 1986. Нормативный справочник по буровзрывным работам. Москва: Недра.
2. Андреев К.К., Беляев А.Ф., 1960. Теория взрывчатых веществ. Москва: Оборон-
гиз.
3. Родионов В.Н., Адушкин В.В., Костюченко В.Н. и др., 1971. Механический эффект подземного взрыва. Москва: Недра.
4. Мосинец В.Н., 1976. Дробящее и сейсмическое действие взрыва в горных породах. Москва: Недра.
5. Светлов Б.Я., Яременко Н.Е., 1973. Теория и свойства промышленных взрывчатых веществ. Москва: Недра.
6. Густавсон Р., 1977. Шведская техника взрывных работ. Москва: Недра.
7. Барон В.Л., Кантор В.Х., 1989. Техника и технология взрывных работ в США. Москва: Недра.
8. Баум Ф.А., Орленко Л.П., Станюкович К.П. и др., 1975. Физика взрыва. Москва: Недра.
9. Дубнов Л.В., Бахаревич Н.С., Романов А.И., 1988. Промышленные взрывчатые вещества. Москва: Недра.
10. Лангефорс У., Кильстерм Б., 1968. Современная техника отбойки горных пород. Москва: Недра.
11. Юхансон К., Персон П., 1973. Детонация взрывчатых веществ. Москва: Мир.
12. Кантор В.Х., 2007. Принципы проектирования параметров взрывания скважин-ных зарядов с учетом требований по интенсивности дробления горной массы. Взрывное дело, № 97/54.
13. Persson P., Holmberg R., Lee J., 1994. Rock blasting and explosives engineering. CRC Press, Inc.
14. Кукиб Б.Н., Иоффе В.Б., Жученко Е.И., Фролов А.Б., 2007. О критериях оценки относительной работоспособности промышленных взрывчатых веществ. Взрывное дело, № 8.
References
1. Avdeev F.A., Baron V.A., Gurov N.V., Kantor V.Kh., 1986. Normativnyi spravoch-nik po burovzryvnym rabotam [Normative reference book on drilling and blasting operations]. Moscow: Nedra.
2. Andreev K.K., Beliaev A.F., 1960. Teoriia vzryvchatykh veshchestv [Theory of explosives]. Moscow: Oborongiz.
3. Rodionov V.N., Adushkin V.V., Kostyuchenko V.N. i dr., 1971. Mekhanicheskii effekt podzemnogo vzryva [Mechanical effect of an underground explosion]. Moscow: Nedra.
4. Mosinets V.N., 1976. Drobyashchee i seismicheskoe deistvie vzryva v gornykh poro-dakh [Crushing and seismic effect of explosion in rock mass]. Moscow: Nedra.
5. Svetlov B.Ya., Yaremenko N.E., 1973. Teoriya i svoistva promyshlennykh vzryvchatykh veshchestv [Theory and characteristics of industrial explosives]. Moscow: Nedra.
6. Gustavson R., 1977. Shvedskaya tekhnika vzryvnykh rabot [Swedish blast works technique]. Moscow: Nedra.
7. Baron V.L., Kantor V.Kh., 1989. Tekhnika i tekhnologiya vzryvnykh rabot v SShA [Equipment and technology of blasting works in the USA]. Moscow: Nedra.
8. Baum F.A., Orlenko L.P., Stanyukovich K.P. i dr., 1975. Fizika vzryva [Physics of explosion]. Moscow: Nedra.
9. Dubnov L.V., Bakharevich N.S., Romanov A.I., 1988. Promyshlennye vzryvchatye veshchestva [Industrial explosive materials]. Moscow: Nedra.
10. Langefors U., Kil'sterm B., 1968. Sovremennaya tekhnika otboiki gornykh porod [Modern technique of rock breaking]. Moscow: Nedra.
11. Yukhanson K., Person P., 1973. Detonatsiya vzryvchatykh veshchestv [Detonation of explosives]. Moscow: Mir.
12. Kantor V.Kh., 2007. Printsipy proektirovaniya parametrov vzryvaniya skvazhin-nykh zaryadov s uchetom trebovanii po intensivnosti drobleniya gornoi massy [Principles of designing parameters for blasting borehole charges, taking into account the requirements for the crushing intensity of rock mass]. Vzryvnoe delo, № 97/54.
13. Persson P., Holmberg R., Lee J., 1994. Rock blasting and explosives engineering. CRC Press, Inc.
14. Kukib B.N., Ioffe V.B., Zhuchenko E.I., Frolov A.B., 2007. O kriteriyakh otsenki otnositel'noi rabotosposobnosti promyshlennykh vzryvchatykh veshchestv [On assessing criteria for the relative operability of industrial explosives]. Vzryvnoe delo, № 8.
