Определение источников выделения опасных и ядовитых веществ в рудничную атмосферу, их газового состава, а также обеспечение каждого такого источника загрязнения требуемым количеством свежего воздуха – важные вопросы с точки зрения обеспечения нормальных санитарно-гигиенических и безопасных условий труда горнорабочих [1]. Газовый состав рудничной атмосферы зависит от ряда факторов (техногенных и природных источников загрязнения) [2]:

В настоящей работе на примере протяженной тупиковой разведочной выработки и подготовительной разрезной выработки медно-никелевого рудника проводится исследование одного из наиболее опасных источников загрязнения – взрывных работ, к которым в соответствии с Федеральными нормами и правилами (ФНиП) предъявляется ряд требований, в том числе осуществление контроля загазирования забоя1.

В задачи исследования входили:

Результаты экспериментальных исследований позволили определить коэффициенты продольной дисперсии, эффективности проветривания и объемную концентрацию газа в зоне перемешивания в начальный момент времени для протяженной тупиковой выработки. В результате установлена скорость снижения концентраций ядовитых газов с учетом фактических параметров проветривания выработки – расхода воздуха, подаваемого в забой, и времени ее проветривания. На основании измерений определено количество газов, выделяющихся после взрыва. Результаты теоретических исследований позволили на основе разработанной и верифицированной газодинамической модели выработки оценить эффективность параметров ее проветривания с учетом перспективного развития горных работ.

1 Федеральные нормы и правила в области промышленной безопасности «Правила безопасности при производстве, хранении и применении взрывчатых материалов промышленного назначения»: утв. приказом Федеральной службы по экологическому, технологическому и атомному надзору от 03.12.2020 г. № 494.

Общая схема проведения экспериментальных измерений заключалась в следующем: до начала проведения взрывных работ в тупиковых выработках в заранее определенных точках устанавливались портативные газоанализаторы в режиме записи показаний, а также проводились замеры расхода воздуха. В большинстве выработок точки замеров располагались в следующих местах (рис. 1):

Расположение газоанализатора в точке 1 позволяет оценить наличие и степень влияния на проветривание забоя рециркуляции ядовитых газов. Газоанализатор в точке 2 позволяет определить время, необходимое на проветривание тупиковой выработки, а также объем выделившихся газов. Газоанализатор в точке 3 позволяет оценить время выноса ядовитых газов и степень разбавления ядовитых газов исходящей струей с учетом дополнительного поступления свежего воздуха.

Рис. 1. Места расположения портативных газоанализаторов

Согласно данной схеме испытания проводились в подготовительной нарезной выработке (Разрезной штрек 26-20-1). В качестве инструментальной базы применялись портативные газоанализаторы Dräger X-am 5600 с техническими характеристиками, представленными в табл. 1.

Количество воздуха определялось с помощью крыльчатого анемометра АПР-2 и лазерного дальномера Leica Disto X310. Основные технические характеристики приборов приведены в табл. 2.

Таблица 1

Технические характеристики газоанализаторов Dräger X-am 5600

Таблица 2

Технические характеристики анемометра и дальномера

При взрыве любого промышленного вещества образуются ядовитые газы в различных количествах [3]. Основными продуктами взрыва промышленных взрывчатых веществ являются: окислы углерода CO и СО2, диоксид серы SO2 и оксиды азота NO, NO2 [4]. Измерение концентрации диоксида серы SO2 в данной работе не проводилось по причине сильного влияния на показания датчиков газоанализаторов диоксида азота NO2.

В результате обработки данных портативных газоанализаторов для каждой точки замеров получены графики с временной динамикой концентрации ядовитых газов в выработке. На рис. 2–4 представлены графики изменения концентраций для оксида углерода СО и диоксида азота NO2.

На рис. 5 представлены временные зависимости концентраций диоксида углерода СО2. Существенного изменения концентраций кислорода О2 и метана СH4 зафиксировано не было (на графиках не представлены).

Рис. 2. Временная зависимость концентраций ядовитых газов у вентилятора местного проветривания (точка 1)

Рис. 3. Временная зависимость концентраций ядовитых газов в устье взрываемой выработки (точка 2)

Рис. 4. Временная зависимость концентраций ядовитых газов на исходящей струе воздуха (точка 3)

Рис. 5. Временная зависимость концентрации диоксида углерода: у вентилятора местного проветривания (точка 1); в устье взрываемой выработки (точка 2); на исходящей струе воздуха (точка 3)

Время проветривания выработки до снижения концентрации ниже ПДК составило 130 мин, что значительно дольше разрешенного ФНиП времени (30 мин)2. Из полученных результатов мониторинга концентраций ядовитых газов после взрывных работ можно сделать вывод о том, что вентилятор местного проветривания перед проведением взрывных работ был отключен и запущен только в 22:50, что означает отсутствие проветривания выработки активной струей воздуха в течение 110 мин. Это можно увидеть по кривой на рис. 3, где в момент включения ВМП концентрация ядовитых газов резко начинает снижаться. На исходящей струе воздуха (см. рис. 4) концентрация ядовитых газов наоборот резко выросла, что говорит о более быстром истечении ядовитых газов из тупиковой выработки и свидетельствует о включении ВМП. После включения ВМП концентрация через 20 мин достигла фоновых значений ядовитых газов, поступающих на проветривание, что говорит о достаточном уровне проветривания при условии постоянно работающего ВМП.

Кроме этого, анализ экспериментальных данных позволяет сделать некоторые выводы. На рис. 2 и 4 можно увидеть рост концентраций (≈ 21:30), который свидетельствует о поступлении ядовитых газов после взрывных работ с других выработок, что говорит о последовательном проветривании рабочих зон и ухудшении условий проветривания выработок. Пики диоксида углерода на рис. 5 после 23:20 предположительно вызваны началом работы в выработках техники с двигателями внутреннего сгорания. Концентрация диоксида азота в устье взрываемой выработки превысила предел измерения портативного газоанализатора (50 ppm).

Для оценки достоверности полученных данных произведен расчет объема выделившихся окислов углерода по данным газоанализаторов и химическим формулам разложения взрывчатых веществ при детонации в зависимости от типа и массы взрывчатых веществ.

Объем выделившегося оксида CO и диоксида углерода CO2, м3, рассчитывался по данным газоанализаторов путем определения средней концентрации с момента фиксации роста концентрации до момента снижения до фоновых значений:

Vco = (φср + φфон)Qt, (1)

где φср – средняя концентрация газа с момента фиксации роста концентрации до момента снижения до фоновых значений, м3/м3; φфон – фоновая концентрация газа, м3/м3; Q – расход воздуха в точке, м3/с; t – время с момента фиксации роста концентрации до момента снижения до фоновых значений, с.

Результаты расчетов выделившегося объема оксида и диоксида углерода (далее – окислы углерода) представлены в табл. 3.

Таблица 3

Результаты расчетов выделившегося объема окислов углерода после взрывных работ в нарезной выработке

В точке 2 достоверно определить объем окислов углерода не представляется возможным ввиду выключенного ВМП.

Дополнительно произведена оценка объема выделения других ядовитых газов в зависимости от типа и массы применяемых взрывчатых веществ.

Во время проведения взрывных работ в выработке для отбойки применялась смесь, состоящая из взрывчатых веществ Гранулита АС-7 и Аммонита 6 ЖВ. При этом масса Гранулита АС-7 составляла 280 кг, а аммонита 6 ЖВ – 68 кг. Кислородный баланс обоих взрывчатых веществ положительный.

Гранулит АС-7 состоит из аммиачной селитры (~90 %), алюминиевой пудры (~7 %), и минерального масла (~3 %). При детонации аммиачной селитры выделяются азот N2, вода H2O и кислород O2, кислородный баланс положительный. Помимо перечисленных компонентов, во время детонации также возникают окислы азота. Окислы азота выделяются в результате неполного восстановления NO3 аммиачной селитры, а также повторно образуются при высоких температурах, как результат образуются оксид азота NO и диоксид азота NO2. Формула разложения аммиачной селитры при детонации выглядит следующим образом [5]:

2NH4NO3 → 2N2 + O2 + 4H2O.

Для увеличения энергии детонации и компенсации лишнего окислителя к аммиачной селитре добавляют алюминиевую пудру и масло. Алюминиевая пудра при детонации не выделяет ядовитых газов.

Для расчетов выделения диоксида углерода химическая формула минерального масла принимается С12Н26 согласно [5]. Тогда химическая реакция горения масла будет выглядеть следующим образом:

2C12H26 + 37O2 → 24C02 + 26H2.

В результате горения масла образуется диоксид углерода СО2 и в случае недостатка кислорода оксид углерода СО. Также в составе масла часто содержится сера, в результате детонации которой образуется сернистый газ SO2. Оценить ее количество является проблематичным.

Аммонит 6 ЖВ состоит из аммиачной селитры (~79 %) и тротила (тринитротолуол, ~21 %). В результате детонации тротила образуются азот N2, вода H2O, оксид углерода СО и углерод С.

Формула разложения тринитротолуола при детонации выглядит следующим образом [5]:

2C2H5N3O6 → 3N2 + 5H2O + 7CO + 7C.

Тринитротолуол имеет отрицательный кислородный баланс, что компенсируется положительным балансом аммиачной селитры. Таким образом, основным источником оксида углерода СО является тринитротолуол в Аммоните 6 ЖВ и масло, содержащееся в Гранулите АС-7.

При известной массе взрывчатого вещества можно оценить максимальный объем выделившихся окислов COx углерода, м3, по формуле:

Vco = (mexplk)/MTNT · molCVmol, (2)

где mexpl – масса взрывчатого вещества, г; k – массовая доля углеродсодержащего компонента во взрывчатом веществе; MTNT – молярная масса углеродсодержащего компонента, г/моль; molC – количество молей углерода (в т. ч. содержащегося в CO и СО2), выделяющегося при детонации, моль; Vmol – объем одного моля газа, 0,0224 м3.

В результате получается, что при детонации 68 кг Аммонита 6 ЖВ возможно выделение 9,86 м3 окислов углерода COx. При детонации 280 кг Гранулита АС-7 и содержащегося в нем минерального масла максимально возможный объем окислов углерода составит 13,24 м3. Таким образом, при взрыве смеси 280 кг Гранулита АС-7 и 68 кг Аммонита 6 ЖВ может выделится 23,1 м3 окислов углерода, что соответствует суммарному объему окислов углерода, зафиксированному портативными газоанализаторами в точке 3 (24,44 м3), что позволяет говорить о достоверности полученных экспериментальных данных c помощью портативных газоанализаторов.

2 Федеральные нормы и правила в области промышленной безопасности «Правила безопасности при ведении горных работ и переработке твердых полезных ископаемых»: утв. приказом Федеральной службы по экологическому, технологическому и атомному надзору от 08.12.2020 г. № 505. 524 с.

Корректировки в методике измерений потребовала разведочная протяженная тупиковая выработка РВ-1, длина которой на момент проведения измерений составила более 800 м, ее устье располагается близко к вентиляционному стволу, а свежий воздух подается через вентиляционный трубопровод напрямую с поверхности. Для проведения натурных исследований после взрывных работ датчики устанавливались по длине протяженной тупиковой выработки в трех точках. Точка 1 располагалась максимально близко к взрываемому забою, точка 2 – посередине выработки, а точка 3 – в устье. Схема расположения датчиков представлена на рис. 6.

Рис. 6. Схема расположения замерных точек в выработке РВ-1

Схема расположения замерных точек по длине выработки обусловлена наличием значительных утечек воздуха (примерно 50 %) по длине трубопровода, проложенного по выработке. В этом случае интерес вызывают степень разбавления ядовитых газов по длине протяженной выработки и влияние продольной дисперсии газовых примесей. При этом установка датчиков у ВМП и в общей исходящей струе воздуха непринципиальна ввиду отсутствия возможной рециркуляции воздуха и выдачи всего исходящего воздуха по вентиляционному стволу непосредственно на поверхность.

На рис. 7 представлены экспериментально измеренные временные зависимости концентрации ядовитых газов в устье выработки. Для устья выработки характерны наименьшие концентрации газов ввиду их максимального разбавления.

Концентрации диоксида азота выше значений 50 ppm были получены путем аппроксимации.

Следует отметить, что концентрации диоксида азота NO2 в других точках превышали пределы измерений приборов, поэтому в дальнейшем для других точек измерений данные приведены только по оксиду углерода CO и диоксиду углерода СО2. Графики концентраций оксида углерода CO в точках 1, 2 и 3 и диоксида углерода СО2 в точках 1 и 3 представлены на рис. 8 и 9 соответственно.

Рис. 7. Временные зависимости концентраций ядовитых газов в точке 3 выработки после взрывных работ

Рис. 8. Временные зависимости концентраций оксида углерода СО в выработке после взрывных работ

Рис. 9. Временные зависимости концентраций диоксида углерода СО2 в выработке после взрывных работ

Согласно полученным данным концентрация ядовитых газов по мере движения воздуха по выработке снижается, однако продолжительность превышения предельно допустимой концентрации увеличивается. Это объясняется утечками в вентиляционном трубопроводе и продольной дисперсией [6, 7], что не позволяет применять упрощенные модели [8].

Данные об удалении точек от забоя выработки, времени превышения ПДК в них, расходе воздуха и объеме прошедшего через них оксида углерода CO представлены в табл. 4.

Таблица 4

Результаты исследования газовой обстановки в выработке после взрывных работ

Для оценки достоверности полученных результатов мониторинга концентрации ядовитых газов в горной выработке после взрывных работ была произведена оценка объема выделившихся ядовитых газов в зависимости от типа и массы применяемых взрывных веществ.

Во время проведения взрывных работ в выработке для отбойки применялась смесь, состоящая из взрывчатых веществ Гранулита АС-7 и Аммонита 6 ЖВ. При этом масса Гранулита АС-7 составляла 200 кг, а аммонита 6 ЖВ – 34 кг. В результате получается, что при детонации 34 кг Аммонита 6 ЖВ возможно выделение 4,92 м3 окислов углерода COx. При детонации 200 кг Гранулита АС-7 и содержащегося в нем минерального масла (6 кг) максимально возможный объем окислов углерода составит 9,46 м3. Таким образом, при взрыве смеси 200 кг Гранулита АС-7 и 36 кг Аммонита 6 ЖВ может выделится 14,38 м3 окислов углерода, что соответствует суммарному объему окислов углерода, зафиксированному портативными газоанализаторами в точках 1 (13,1 м3) и 3 (15,4 м3), что позволяет говорить о достоверности полученных экспериментальных данных с учетом приборной точности и инерционности определения концентрации газов. Полученный объем выделившегося оксида углерода использовался для математического моделирования газораспределения в вентиляционной сети выработок после проведения взрывных работ.

Время проветривания протяженной выработки до снижения концентрации ниже ПДК составило 63 мин, что значительно дольше разрешенного ФНиП времени (30 мин)3.

3 Федеральные нормы и правила в области промышленной безопасности «Правила безопасности при ведении горных работ и переработке твердых полезных ископаемых»: утв. приказом Федеральной службы по экологическому, технологическому и атомному надзору от 08.12.2020 г. № 505. 524 с.

Для анализа временной динамики выноса вредных газовых примесей из забоя выработки РВ-1 в зависимости от удаления забоя от устья разработана нестационарная газодинамическая модель.

В модели приняты следующие допущения:

Данное предположение позволяет геометрически рассматривать выработки как одномерные объекты;

Анализируя временные зависимости концентраций CO в выработке (см. рис. 10), можно наблюдать рассеивание концентрации с увеличением расстояния от забоя. Это свидетельствует о наличии в выработках дисперсии. Согласно [8] дисперсия включает в себя как «рассеивание» примеси за счет неоднородного по сечению профиля скорости потока, так и продольную турбулентную диффузию из-за турбулентных пульсаций скорости потока в каждой его точке. Молекулярная диффузия пылегазовоздушной смеси, как правило, считается пренебрежимо малой при рассмотрении турбулентных течений воздуха в горных выработках. Она соотносится с турбулентной диффузией так же, как молекулярная вязкость с турбулентной, т. е. ниже последней на один-три порядка [9, 10]. А основным фактором, приводящим к дисперсии примесей на прямых участках выработки, является неоднородная по сечению скорость воздуха. Важно отметить, что эффект дисперсии потока, вызванный турбулентной диффузией и неоднородностью поля скорости по сечению, справедлив в первую очередь для одномерных моделей горных выработок вентиляционной сети.

Для описания переноса газовой примеси в выработках решалось уравнение конвективно-диффузионного переноса [11]:

где c = c(t, x) – объемная концентрация рассматриваемой газовой примеси, м3/м3; v = v(x) – скорость воздуха в выработке, м/c; D – коэффициент продольной дисперсии, м2/с [12, 13]; x – продольная координата, м; t – время, с. Учет зависимости скорости воздуха v от продольной координаты позволяет в явном виде учесть наличие утечек воздуха в вентиляционном трубопроводе.

В качестве границ расчетной области принимается граница контакта с зоной перемешивания и устье выработки. На данных границах задаются следующие граничные условия:

с(t, xmixing) = cmixing, (4)

где xmixing – граница контакта с зоной перемешивания, м; xmouth – граница устья выработки, м; cmixing = cmixing(t) – объемная концентрация газа в зоне перемешивания, м3/м3.

Положение границы контакта с зоной перемешивания определяется по следующей формуле [14]:

xmouth = xp + 4deff, (6)

где xp – расстояние от забоя до конца вентиляционного трубопровода, м; deff – приведенный диаметр выработки, м.

Приведенный диаметр рассчитывается по следующей формуле:

deff = 4S/P, (7)

где S – площадь сечения выработки, м2; P – периметр выработки, м.

Для определения объемной концентрации в зоне перемешивания cmixing используется модель Воронина [15]:

cmixing = c0 exp (-kQрt/Vmixing), (8)

где c0 – объемная концентрация рассматриваемой газовой примеси в зоне перемешивания в начальный момент времени, м3/м3; k – коэффициент эффективности проветривания; Qp – расход воздуха, выходящий из трубопровода, м3/м3; Vmixing = xmouth, S – объем зоны смешения, м3.

В начальный момент времени в расчетной облаcти задается нулевая концентрация вредной газовой примеси:

c(0, x) = 0. (9)

В итоге уравнения (2)–(8) составляют математическую газодинамическую модель выноса вредных газовых примесей из выработки при проветривании после выделения из забоя газа. Стоит отметить, что величины D, c0 и k для каждой выработки и газа необходимо определять путем обратного анализа [16], используя результаты экспериментальных замеров наподобие полученных для CO на рис. 7.

Численное решение задачи о конвективно-диффузионном переносе газовой примеси в выработках искалось с использованием метода конечных разностей с применением подхода расщепления по физическим процессам – конвекции и диффузии [17] (в случае необходимости – действия массового источника вредной примеси).

Следует отметить, что расчет концентрации газов и калибровка модели осуществлялись относительно окиси углерода CO, измеренной в ходе экспериментальных исследований в момент производства взрывных работ в трех точках по длине выработок (см. рис. 10). Из всех трех замерных точек наиболее надежными считаются результаты в точке 3. Это обосновывается тем, что из-за наличия продольной дисперсии весь объем газа проходит через точку 3 без резких изменений концентраций. В этом случае чувствительный элемент датчика успевает точнее зафиксировать проходящую через него концентрацию газа, т. е. снижается влияние фактора инерционности датчика.

Однако для определения концентрации в зоне перемешивания в начальный момент времени c0 необходимы результаты замеров с точки 1, так как данная точка находится в области зоны перемешивания, следовательно, максимальное значение концентрации CO в точке 1 будет определять величину c0.

Коэффициент эффективности проветривания k и коэффициент продольной дисперсии D определяются путем обратного анализа с использованием результатов замеров в точке 3 [18]. Обратный анализ заключается в следующем:

1. Зная величину c0, величину k подбирают таким образом, чтобы сохранялся баланс массы газа между точкой 3 и границей зоны перемешивания.

2. Полностью определив параметры граничного условия на границе зоны перемешивания, проводят моделирование при различных величинах коэффициента продольной дисперсии D и в итоге путем подбора находят такую величину D, при которой модельное рассеивание во времени концентрации газа в точке 3 совпадает с экспериментальными замерами.

Полученные величины параметров c0, k, и D для РВ-1 приведены в табл. 5.

Таблица 5

Значение коэффициента продольной дисперсии и параметров в модели перемешивания Воронина

Результаты моделирования газораспределения в выработке в точке 3 показаны на рис. 10. Кроме этого, на рисунке представлены результаты экспериментальных измерений – временная зависимость концентрации газа от времени.

Сравнительный анализ результатов моделирования и эксперимента (рис. 10) показывает, что реализованная модель газораспределения при ее калибровке по экспериментальным замерам позволяет получить приемлемое соответствие с временной зависимостью концентрации газов в точке 3. Имеющиеся различия между модельной и замеренной зависимостью объясняются рядом причин: в силу быстрого переноса массы CO через датчик в точке 1 и наличия у датчика инерционного эффекта (см. табл. 1) невозможно корректно зафиксировать временную зависимость изменения концентрации газа, что приводит к небольшому смещению экспериментальной зависимости вправо и менее точной оценки величины c0; отсутствие точных данных по распределению утечек воздуха вдоль выработок; использование постоянного коэффициента продольной дисперсии; использование упрощенной модели перемешивания воздуха в забое. Важно отметить, что путем подбора эффективного модельного расхода воздуха в выработке можно добиться практически идеального совпадения теоретической кривой и экспериментальных точек.

По полученным с помощью модели концентрациям окиси углерода CO установлено, что ПДК в устье разведочной выработки наблюдается через 18 мин после производства взрывных работ. Затем концентрация СО в устье снижается до ПДК только через 52 мин проветривания выработки после взрыва.

Рис. 10. Сравнительный анализ временных зависимостей концентрации СО в замерной точке 3 выработки

Рис. 11. Временная зависимость концентрации СО в устье выработки при удалении забоя 1500 м от устья

Дополнительно после проведенной калибровки и верификации модели проведено моделирование проветривания выработки при увеличении её длины до 1500 м. Принималось, что расход воздуха в выработке от устья до предыдущего положения забоя соответствует предыдущим начальным параметрам, а во вновь пройденной части выработки брался минимальный расход – 9 м3/с. Полученные результаты показаны на рис. 11.

При увеличении длины выработки до 1500 м получено, что время, за которое концентрация CO достигнет ПДК в устье после производства взрывных работ, увеличивается до 87 мин (на 38 % больше, чем при меньшей длине выработки).

Построенная газодинамическая модель и полученные в результате анализа коэффициенты продольной дисперсии позволяют выполнять анализ времени проветривания протяженных тупиковых выработок. На основе полученной модели ведется усовершенствование алгоритма расчета [8] скорости распространения в вентиляционной сети рудника продуктов горения при аварийных ситуациях, а также уточнение коэффициента продольной дисперсии для различных условий ведения работ.

В результате проведения исследования взрывных работ в выработках РШ-26-20-1 и РВ-1 на основе полученных экспериментальных данных определены фактическое время проветривания тупиковой горной выработки и объем выделившихся окислов углерода СОx. Полученные результаты проанализированы на предмет соответствия общему количеству газа, выделяющемуся после взрывных работ в зависимости от типа и количества применяемого взрывчатого вещества.

На основе полученных графиков изменения концентраций ядовитых газов по длине выработки РВ-1 построена и откалибрована математическая модель динамики газовоздушной смеси с учетом конвективно-диффузионного переноса. На основе экспериментальных данных определены коэффициенты продольной дисперсии, эффективности проветривания и объемная концентрация рассматриваемой газовой примеси в зоне перемешивания в начальный момент времени для выработки РВ-1. В результате моделирования определено время проветривания тупиковой выработки при её дальнейшем развитии.