منبع تحقیق با موضوع درصد تجمعی، دانه بندی، مواد معدنی

گ می‌شود و از طرفی هم به علت اینکه مقداری از حرارت مواد منفجره صرف تبخیر آب موجود در خلل و فرج سنگ‌ها می‌شود و عملاٌ بخشی از انرژی ماده منفجره که می‌توانست به مصرف شکستن سنگ برسد تلف می‌شود در نتیجه وجود آب باعث کاهش قدرت ماده منفجره می‌گردد.
دمای بالای توده سنگ همچنین دمای هوای منطقه مورد انفجار معمولاً تأثیرات منفی در ایجاد انفجارات ناخواسته دارند. مواد معدنی حاوی پیریت معمولا به علت اکسیداسیون تدریجی با مشکل دمای بالا مواجه می‌شوند. دمای بالا‌،10±120 درجه سانتی‌گراد‌،باعث می‌شود تا عوامل انفجاری همچون آنفو به صورت گرمازا با پیریت واکنش دهند. تحقیقات اخیر نشان داده‌اند که واکنش اولیه مابین آنفو و سولفات آهن هیدراته (نیترات آمونیوم با آهن) صورت می‌گیرد که واکنشی گرمازا است و می‌تواند دمای خود را در 80 درجه سانتی‌گراد حفظ نماید. سولفات آهن مذبور به همراه سولفات‌های آهن دار دیگر و اسید سولفوریک از محصولات فروپاشی پیریت هستند. برای جلو‌گیری از این مشکلات که تا کنون در چندین مورد باعث حادثه شده‌اند‌، موادی همچون اوره‌، اکسالات پتاسیم دار و… به ماده منفجره ای مثل آنفو اضافه می‌شود. قابل ذکر است که افزودن 5 درصد وزنی اوره به آنفو باعث بالا رفتن دمای واکنش تا حدود 180 درجه سانتی‌گراد می‌گردد.
گاهی اوقات بسیاری از حوادث و اتفاقات نا‌مطلوبی که در معادن اتفاق می‌افتد ناشی از خطاهای انسانی است‌، ازاینرو بکار گیری افراد با دانش و مجرب در کلیه عملیات معدنی می‌تواند موجب بهبود این فرایند‌ها و رسیدن به هدف مورد نظر که همان دست یابی به حداکثر محصول با خردایش مناسب در حداقل زمان است‌، شود و در مجموع قابلیت انفجار توده سنگ را افزایش دهد.

1-5- تعیین قابلیت انفجار توده سنگ
تا کنون روشهای مختلفی برای بدست آوردن قابلیت انفجار بکار برده شده است. هنگامی که گروهی از محققان سعی میکردند تا وابستگی قابلیت انفجار را نسبت به دادههای آزمایشگاهی و تنشهای صحرایی پیدا کنند، گروهی دیگر قابلیت انفجار را به پارامترهای طراحی انفجار و سنگ مربوط میساختند و هنوز گروهی در حال تحقیق برای تخمین قابلیت انفجار بر اساس راندمان حفاری و نتیجه انفجار هستند. جدیدترین اقدامات در این زمینه مربوط به روش‌های کامپیوتری و استفاده از روشهای هوش مصنوعی در تخمین قابلیت انفجار میباشد[6].
به طور کلی کارهای انجام شده را می‌توان به 4 دسته تقسیم نمود. دسته اول روابط تجربی تعیین انرژی مورد نیاز خردایش و تخمین ابعاد سنگ خرد شده یا دانه بندی. دسته دوم روابط تجربی تخمین ابعاد هندسی انفجار و خرج مورد نیاز اند. در این دو دسته اخیر معمولا یک یا چند ویژگی توده سنگ مورد توجه قرار گرفته‌اند.دسته سوم شاخصی با عنوان شاخص قابلیت انفجار را تعریف و سعی در تخمین آن با چند پارامتر موثر از سیستم توده سنگ و سیستم انفجار جهت دسته بندی قابلیت انفجار توده سنگ دارند و دسته چهارم سیستم‌های طبقه بندی قابلیت انفجارند. محققین در این گروه با مطالعات گسترده سعی نموده‌اند تا تعداد زیادی از پارامترهای موثر بر انفجار را به روش‌های آماری و یا هوشمند به قابلیت انفجار مرتبط نمایند.

1-6- روابط تخمین خردایش
این روابط اغلب به دنبال ارزیابی ابعاد سنگ خرد شده پس از انفجار و یا توزیع دانه بندی آن بر اساس تعدادی از پارامتر های موثر بر قابلیت انفجار توده سنگ و انرژی مورد نیاز می‌باشند.
1-6-1- باند2
باند در سال 1952 رابطه زیر را برای ارزیابی انرژی مورد نیاز برای خردایش سنگ از ابعاد مشخص تا ابعاد مشخص پیشنهاد کرد:
W=10Wi((1/d_80 )-(1/F_80 )) (1-1)
در معادله (1-1) W انرژی مورد نیاز برای خردایش (kwh/ton)، Wi شاخص کار باند (مرتبط با خصوصیات فیزیکو ـ مکانیکی سنگ)، d80 ابعادی که 80% از مواد خرد شده از آن عبور کند بر حسب µm و F80 ابعادی که 80% از خوراک اولیه از آن عبور کند بر حسب µm می‌باشد.[7]

‌1-6-2- هینو3
هینو در سال 1959 دريافت كه تعداد قطعه سنگ‌های توليدي به وسیله تكه تكه شدن كششي مرتبط با مقاومت كششي و تراكمي سنگ و دامنه امواج فشارشي است. وي نسبت مقاومت تراكمي سنگ به مقاومت كششي سنگ را ضريب آتشباري ناميد.[8]
(1-2)
امواج فشاری از طرف چال به سمت سطح آزاد مجاور چال انتقال پیدا کرده و پس از برخورد با سطح جبهه آزاد به صورت موج کششی به سمت داخل توده سنگ بر می‌گردند و در صورتی که از مقاومت کششی سنگ فراتر باشند باعث شکست سنگ شده و سنگ خرد می‌شود و این فرآیند تا جایی که مقاومت تراکمی باقی مانده بسیار ضعیف شود ادامه می‌یابد. وسعت ترک‌های کششی و تعداد ورقه سنگ‌های ایجاد شده به مقاومت کششی توده سنگ (σt)، دامنه (σa) و طول موج فشاری (L) بستگی دارد. به نظر وی تعداد ورقه‌های سنگی ایجاد شده در اثر ورقه زایی کششی به علت امواج منعکس شده به صورت زیر خواهد بود:

n≤〖 σ〗_a/ σ_t و یاn≤L/2t

که در اینجا t ضخامت ورقه سنگ می‌باشد. هینو همچنین دریافت که رابطه خطی بین مقاومت تراکمی توده سنگ (σc)، و دامنه موج فشاری(σa) منتشر شده در توده سنگ وجود دارد، از آنجا که σ_c∝σ_a می‌باشد و همچنین n∝σ_c/σ_t ، پس مقدار σ_c/σ_t را به عنوان ضریب آتشباری معرفی کرد.

1-6-3- دنیس و گاما4
این مدل در سال 1970 توسط دنیس و گاما ارائه شد. در این مدل ابعاد مواد معدنی طی عملیات انفجار طبق رابطه زیر پیش بینی می‌شود.[5]
d(x)=aW^b 〖(X/B)〗^c (1-3)
بطوریکه d(x)درصد تجمعی قطعات کوچک‌تر از دهانه سرند X، W انرژی مورد نیاز برای خردایش (kwh/ton)، B بارسنگ به متر، X دهانه سرند به سانتی متر، a,b,c ثابت‌های وابسته به نوع سنگ و مواد منفجره و مقدارW بر اساس فرمول (1-1) به شکل زیر به دست می‌آید:
W=10 W_i/√(d_80 )(1-4)
بطوریکه Wi شاخص کار باند، d80 ابعادی که 80% از مواد خرد شده از آن عبور کند بر حسب µm است.

1-6-4- لارسون5
این مدل در سال 1973 میلادی توسط لارسون برای تعیین d50 (ابعادی که50% از مواد خرد شده از آن عبور کند) ارائه شده است و به صورت ذیل می‌باشد:[9]
(1-5) d_50=C_b.e^[0.58 LnB-0.145 Ln(S/B)-1.18 Ln(CE/C)-0.82]
که در این رابطه B بارسنگ، S فاصله ردیفی چال‌ها، CE خرج ویژه به کیلوگرم بر متر مکعب، C ثابت سنگ که معادل خرج ویژه دینامیت ژلاتینی لازم برای خرد کردن سنگ بوده و معمولا بین 0.3 تا 0.5 کیلوگرم بر متر مکعب در نظر گرفته می‌شود. Cbثابت قابلیت انفجار وابسته به عوامل ساختاری مطابق با جدول (1-1) تعیین می‌شود.
جدول(1-1) ثابت قابلیت انفجار برای سنگ‌های مختلف
وضعیت توده سنگ
قابلیت انفجار
دارای درزه و شکاف خیلی زیاد
0.6
دارای درزه و شکاف نسبتا زیاد
0.55
توده سنگ معمولی با ترک‌های ریز
0.5
نسبتا همگن
0.45
همگن
0.4
1-6-5- فورنی6
فورنی و همکاران در سال 1983 آزمایشاتی بر روی مکانیزم خردایش آغاز شده از درزه انجام دادند. برای یک محیط لایه‎ای این مکانیزم اندازه متوسط قطعات کوچک‌تری نسبت به خردایش بدست آمده در یک محیط هموژن داد. این کاهش اندازه قطعات 5/1 برابر بود.[10]

1-6-6- دا گاما7
دا گاما در سال 1983در آتشباری پله‎ای تمام مقیاس پی برد که انرژی کمتری برای خرد کردن یک سنگ ناپيوسته نسبت به یک سنگ هموژن لازم است.[11]

1-6-7- کازنتسوف8
کازنتسوف در سال 1973برای پیش بینی ابعاد متوسط سنگ‌های خرد شده پس از آتشباری رابطه زیر را ارائه داده است:
X ̅=A.〖(V/Q_TNT )〗^0.8 〖.Q_TNT〗^0.167(1-6)
بطوریکه X ̅ متوسط ابعاد خرد شده به سانتی متر، A شاخص قابلیت انفجار یا فاکتور سنگ که به ساختار توده بستگی دارد و از جدول (1-2) به دست می‌آید، V حجم سنگ خرد شده در اثر انفجار هر چال به متر مکعب، QTNT مقدار TNT به کیلوگرم که از نظر انرژی معادل ماده منفجره داخل چال است.[5]
جدول(1-2) مقادیر فاکتور سنگ با توجه ساختار توده سنگ [5]
وضعیت توده سنگ
ضریب پروتودیاکنف
فاکتور سنگ
خیلی نرم
5-3
3
نرم
8-5
5
متوسط
10-7
7
سخت و درزه دار
14-10
10
سخت و همگن
16-14
13

اگر وزن ماده منفجره داخل چال Q کیلو گرم باشد و قدرت وزنی ماده منفجره نسبت به آنفو E (قدرت وزنی آنفو و TNT به ترتیب 100 و 115 است) باشد رابطه تعادلی زیر برقرار است:
Q×E=Q_TNT×115(1-7)
در این صورت رابطه 1-6 برای ماده منفجره آنفو به شکل زیر در می‌آید:
X ̅=1.0925×A.〖(V/Q_ANFO )〗^0.8 〖〖.Q〗_ANFO〗^0.167(1-8)

1-6-8- رزین ـ راملر9
رزین ـ راملر تابع نمایی زیر را برای تخمین توزیع ابعاد قطعات خرد شده ارائه نمودند:
d(x)=1-e^(〖-(X/X_c )〗^n )(1-9)
بطوریکه d(x)درصد تجمعی قطعات کوچک‌تر از دهانه سرند X، X دهانه سرند به سانتی متر، Xc اندازه مشخصه10 سرند، n شاخص یکنواختی11 است که نشان دهنده یکنواختی توزیع ابعاد سنگ خرد شده می‌باشد و مقدار آن معمولا بین 0.8 تا 2.2 متغیر است.[5]
از آنجا که معادله کازنتسوف مقدار متوسط X را محاسبه می‌کند بنابراین d(x)=0.5 خواهد بود و لذا:
X_c=X ̅/〖(0.693)〗^(1/n) (1-10)

1-6-9- کانینگهام12
کانینگهام در سال 1983 مدلی با عنوان کازـ رام13 را برای پیش‎بینی یکنواختی در خردایش بر اساس مدل کازنتسوف و فرمول رزین ـ راملر ارائه کرد.[12]
(1-11) n=(2.2-14 B/D) √((1+S/B)/2) (1-σ_B/B) (abs[Lb-Lc]/Lch+0.1)^0.1× Lch/Hb f
در این رابطه n شاخص یکنواختی، B بارسنگ (متر)، D قطر چال حفاری(میلی متر)، σB انحراف از بارسنگ اجرا شده یا انحراف چال (متر)، Lb طول خرج انتهایی(متر)، Lc طول خرج ستون(متر)، Lch طول کل خرج(متر)، Hb ارتفاع پله و f فاکتور آرایش چال که برای آرایش‌های مربعی 1 و برای آرایش‌های لوزی 1.1 است.

1-6-10- کو و روستن14
کو و روستن در سال 1993 با اضافه کردن تأثیر عمق چال (L) و طول انسداد (T) به فرمول لارسون معادله زیر را با عنوان مدل سوئدیفو پیشنهاد دادند: [5]
(1-12) d_50=C_b (1+4.67(T/L)^2.5 ).e^(0.29 LnB^2 √(S/1.25)-1.18 Ln(CE/C)^(-0.82) )
در این مدل d(x)درصد تجمعی قطعات کوچک‌تر از دهانه سرند X از رابطه زیر به دست می‌آید: [5]
d(x)=1-e^(〖-(0.76 X/d_50 )〗^1.35 )(1-13)
1-6-11- آلر15
آلر و همکاران در سال 1996 ارزیابی بازده خردایش آتشباری و پیش‎بینی آن را به وسیله روش‌های تحلیل چند متغیره مطالعه کردند. ایشان روشی را بر اساس توزیع اندازه بلوک در توده سنگ با توزیع اندازه در سنگ خرد شده آتشباری توصیه کردند.[13]

1-6-12- کیسر16
کیسر و همکاران در سال 2003 مطالعاتی راجع به رابطه میان فاصله‎داری ناپیوستگی و اختلاف جهت‎داری (زاویه میان امتداد سطح جبهه کار با ناپیوستگی اصلی) با اندازه‎های عبوری 50% و 80% (d50 و d80) و هزینه آتشباری انجام دادند. ایشان دریافتند که با افزایش زاویه جهت‎داری، خردایش حاصله منجر به تولید قطعات بزرگ‌تری می‌شود و وقتی دسته درزه اصلی موازی با سطح جبهه کار باشد خردایش خوب با هزینه آتشباری کمتری بدست می‎آید. همچنین