Гидротранспорт продуктов скважинной гидротехнологии

ДОКЛАД НА СИМПОЗИУМЕ «НЕДЕЛЯ ГОРНЯКА - 99» МОСКВА, МГГУ, 25.01.99 - 29.01.99_______

Д.П. Лобанов, проф. В.П. Дробаденко, проф.,

Н.Г. Малухин, проф., Г.Н. Малухин, асп.,

Московская государственная геологоразведочная академия

ГИДРОТРАНСПОРТ ПРОДУКТОВ СКВАЖИННОЙ ГИДРОТЕХНОЛОГИИ

Прогресс в развитии скважинных геотехнологиче-ских методов добычи полезных ископаемых привлекает внимание научные и производственные коллективы многих отраслей народного хозяйства. Несмотря на то, что скважинная гидротехнология (СГТ) уже вышла из эпохи горного искусства и заняла место в инженерной науке, в практике планирования и проектирования горнодобывающих предприятий использование теоретических разработок составляющих процессов до сих пор не стало правилом. Многие, принятые еще в 30-40х годах, научные концепции сходных процессов и явлений, сопровождающих СГТ, усовершенствуются, как правило, лишь уточнением эмпирических коэффициентов известных зависимостей. Вместе с тем, большинство предлагаемых эмпирических формул гидроразрушения, гидротранспортирования, гидроподъема и всасывания получены на основании отдельных опытов и пригодны лишь для строго определенных условий, близких к условиям их проведения, что и предопределяет соответствующую ступень развития СГТ на базе эмпирических закономерностей.

Скважинная гидротехнология включает ряд основных технологических процессов: бурение и обустройство геотехнологических скважин, гидроразмыв, гидротранспортирование по днищу очистной камеры, зумпфовое пульпоприготовление и всасывание, гидроподъем и поверхностное напорное гидротранспортирование, а также обогащение с циклом осветления энергетической жидкости с целью повторного ее использования. Особое место занимает механика напряжений горных пород кровли и целиков, которые непосредственно связаны с выбранной схемой ведения очистных работ и в целом, системой отработки.

Сложность взаимоувязки названных технологических процессов заключается в том, что если эффективность работ в затопленных камерах водовоздушными гидромониторными струями, с одной стороны, и эрлифтную схему подъема - с другой.

Многолетняя практика внедрения СГТ на многих предприятиях б. СССР показывает, что непосредственно успешный процесс перевода твердого в подвижное состояние еще не решает проблем добычи. Возникает задача создания таких внешних и внутренних воздействий на флюид, при которых направленное управляемое движение его становится неизбежным и беспрепятственным.

Если при поверхностных гидромеханизированных работах проектирование напорных гидротранспорт-

2 і 1999

ных систем (грунтонасосов, земснарядов, загрузочных аппаратов, гидроэлеваторов, и т.д.) ведется в первую очередь исходя из информированности о гранулометрическом составе перемещаемого твердого, то при СГТ для условий значительно более сложных, этот вопрос в реальности не рассматривается совсем. На протяжении многих лет эксплуатации ВерхнеТроицкого месторождения КМА способом СГТ ведутся дискуссии о вопросах, подчиненных вышеназванному главному (как управлять механикой горных пород при объемной посадке кровли, какова должна быть при этом сетка эксплуатационных скважин и т.д.). Обоснование применимости СГТ для отработки Архангельских алмазных трубок различными научными коллективами связано только с выбором того или иного типа подъема (гидроэлеваторного, эрлифт-ного гидроразмыва определяется конструктивными параметрами ствола и насадки, качеством струи жидкости, то для управления процессом гидротранспорта необходимы иные технологические критерии: состояние и форма почвы очистной камеры, наличие и параметры заходок как по технологическому фактору, так и по критерию устойчивости кровли, крупности перемещаемого твердого, глубины отработки, конструктивные параметры зумпфа и эксплуатационной скважины.

Энергоноситель - жидкость в процессе гидроотбойки формируется как инструмент разрушения, эффективность использования которого определяется компактностью, качеством и дальнобойностью струи. При гидротранспортировании энергетический агент определяет техническую возможность перемещения твердого по днищу и во взвеси посредством конструктивных особенностей очистной камеры, располагаемым расходом пульпы и скоростью потока, параметрами зумпфа подъемного аппарата, способом и производительностью гидроподъема. Выделение процесса пульпоприготовления и всасывания, как связующего звена гидротранспорта и гидроподъема, определено своими специфическими особенностями: конструктивными параметрами тракта всасывания, характеристики зумпфовой части очистной камеры, необходимого содержания твердого в объеме и гранулометрический состав перемещаемой горной массы во взвесенесущем потоке.

В свою очередь, степень размываемости продуктивного массива определяет не только возможно достижимую производительность, но и принципиальную технологическую схему ведения очистных работ (затопленным или осушенным забоем), что непосредст-

131

венно связано с выбором соответствующей технологической схемы гидроподъема. Реальность принимаемой гидроэлеваторной схемы подъема определяется степенью информирования о технологических и технических возможностях эффективного взаимодействия со смежными процессами СГТ. Так, в условиях больших водопритоков предусматривают ведение очистных или комбинированного). Основополагающий процесс этой технологии пульпоприготовления и всасывания даже не упоминается.

Основные принципы струеформирования при управлении качеством рабочей жидкости и порядка ведения очистных работ в камере.

Обобщая многочисленные исследования (1908 -1961гг.) различных струйных течений, изменение осевой (или средней) скорости по длине струйного потока может быть представлено общим аналитическим выражением вида

1

П = N • и

°і 1 1 + а — й °

1

или

1 + а-

йг,

где ит и0 - соответственно осевая и начальная скорости струйного потока, м/с; ^, 1 - соответственно, начальный диаметр и длина струйного потока, м; а - коэффициент турбулентности; N - корректирующей коэффициент.

Если исходить из установленного исследователями опытного фактора [1,2], что зависимость толщины пограничного слоя струйного потока у твердой границы раздела и двух разноплотностных потоков тождественны

5.2 • х

л/яё 3.9 • х л/яё

- для твердой границы раздела;

для границы раздела двух разно-

плотностных потоков, то можно предположить, что распространение струи происходит в канале со свободными границами и темп падения скорости по длине потока представляется в виде следующей зависимости

1

1 +

- +

Я

В результате чего просматривается не только аналогия структуры (с выражениями (1) и (2)), но и обосновываются главные элементы этой структуры. Так, коэффициент турбулентности фактически является обобщенным коэффициентом сопротивления гидромонитора в виде касательного напряжения в подводящем канале и местного сопротивления насадки:

а = ^ + д^е) или а = А + В • Re или

а = А^1 + В • Re|,

н 11 (. в ^ в

далее — = — = — I 1-------Re I, т.к. — Re << 1

ё0 а а ^ А ) А

и окончательно получим известную формулу исследователей ИГД имени А.А. Скочинского

=1 = а - в1 • яе

а

где 1н - длина начального участка, м; - коэффициент формы струи (или воздушного канала, где струя формируется); А1, А, В1, В - опытные коэффициенты; х - текущая продольная координата струи, м; X - коэффициент гидравлического сопротивления;

С 6°-х годов исследователями ИГД имени А.А. Скочинского была предложена эмпирическая зависимость [1°, 11]

численные значения которой практически не отличаются от значений выражения по предложенной ранее структуре (1):

♦ для низконапорных струй

А_____;

ит = и 02-

1 + 0,24

♦ для средненапорных струй

и 2 = и2 1

2

° I

1 + 0,57/

где Рт, Р0 - соответственно, осевое и начальное давление струй, МПа;

Для создания компактных струй выявляется необходимость перемещения процесса струеформирования из высокоскоростного потока в канале ствола (с использованием пластинчатых успокоителей) непосредственно в зону ядра струи самоэжектированием воздуха (при атмосферном давлении в очистной камере) по оси потока с использованием воздушной трубки. Причем, за счет автомодельного режима эжектирования воздуха в области начального участка струи образуется воздушная демпфирующая полость изменяющейся геометрии, сглаживающая пульсации струи и формирующая компактную струю.

В связи с отсутствием пластинчатого успокоителя, скважинный гидромонитор может быть оборудован гибким (резиновым с бронированной оплеткой) стволом. Например, для вывода ствола длиной 560 мм (диаметр насадки 19 мм) в рабочее горизонтальное положение (при подаче давления 4,8 МПа), вертикальная составляющая реакции струи составляет около 240 кг. Такая конструкция благоприятна еще и тем,

К

I

н

°

что при внезапных вывалах руды ствол гидромонитора не ломается, как в жестких конструкциях.

Самотечно-принудительное гидротранспортирование по почве очистной камеры происходит при наличии градиента глубины потока по радиусу камеры и представляется как движение с переменным расходом

г

Ад = Q — Л

где Яп - текущий радидус размыва, м; Аq - присоединяемый расход потока, м3/с; Q - расход жидкости при гидроразрушении, м3/с; г - радиус зумпфа подъемного аппарата в очистной камере, м.

При этом происходит не только перераспределение кинетической и потенциальной энергии, но и уменьшение уклона поверхности потока пульпы, что в конечном итоге приводит к отрицательному пьезометрическому уклону и последующему процессу опрокидывания искомого потока (движение в обратную сторону) с дестабилизацией процесса гидротранспортирования.

Исследуя на экстремум выражение удельной энергии потока с учетом присоединяемого (по выражению^)) получим формулу критической глубины самотечного потока

h =

360

У

а

1)

где h - критическая глубина потока по почве очистной камеры, м; а1 - угол раскрытия сектора размыва , град.

Эффективное ведение процесса очистных работ в камере возможно при условии соблюдения допустимого времени накопления пульпы у забоя и необходимого времени ее самотечного гидротранспортирования по сектору:

♦ время накопления пульпы у забоя очистной камеры

г Л

Т =г^

р J тт

1

и

1 + а-*-

V 0 )

♦ время самотечного пульпы по днищу

1.4

гидротранспортирования

т =

тр

0,7 • К_

Q

2ж •а

360

360 • Q

V2пК •

а

1)

где Тр, Ттр - соответственно, время накопления пульпы у забоя и самотечного гидротранспортирования по днищу, с; ^ п - соответственно, уклон и степень шероховатости почвы очистной камеры, ед.

Таким образом, анализ экспериментальных и аналитических исследований показывает, что технология отработки очистной камеры должна обеспечивать предупреждение чрезмерного накопления пульпы у забоя и его опрокидывания при стекании по почве за счет периодического перемещения процесса гидроотбойки

в смежные сектора с учетом развития горного давления при чрезмерном обнажении кровли.

Используя режим расслоения взвесенесущего потока по почве очистной камеры и принимая свойства придонного слоя, как движение жидкости с начальным напряжением сдвига (бингамовская жидкость), получим аналитическое выражение удельной транспортирующей способности самотечного взвесенесущего потока

1

1 +

? - /ш /т - г

где Р1 - удельная транспортирующая способность потока, т/м3; рж, рт - соответственно, плотность жидкости и твердого, кг/м3; ^, ^ - соответственно, коэффициенты сопротивления жидкости и твердого.

Уравнение (13) имеет лучшую сходимость с опытами, чем известная зависимость исследователя А.И. Куприна [3], а также удовлетворительное опытное подтверждение не только при гидротранспортировании в очистных камерах при СГТ, но (при небольшой его корректировки) и в сравнении с опытными данными транспортирующей способности потока на гидрошахтах (как по угольному днищу, так и по желобам), горных и селевых потоков.

Производительность гидроразрушения и самотечного гидротранспортирования по почве очистной камеры взаимосвязана с возможностью взве-сенесущих потоков при пульпоприготовлении и всасывании. Основной задачей при всасывании в технологии СГТ является создание скоростей потока, позволяющих перемещать твердое к всасывающим отверстиям гидродобычного агрегата. Следовательно, основным оценочным параметром потока является его возможность перемещать те или иные куски твердого, а критерием их транспортабельности является гидравлическая крупность, которая определяется по критериальной зависимости вида

Re = - *)п

18 + ч("Тлт

где Яе, Аг - соответственно числа Рейнольдса и Архимеда для частиц; ут - коэффициент лобового сопротивления при турбулентном режиме; S - объемная концентрация твердого в гидросмеси; п - показатель структуры движения гидросмеси (зависит от чисел Рейнольдса при свободном падении частиц).

Сравнение предлагаемой расчетной формулы (14) и наиболее широко используемого выражения Розенбаум Р.Б. и Тодес О.М. [12], показывает лучшую сходимость с опытными исследованиями ведущих ученых в этой области знаний и рекомендуется как основное расчетное выражение гидравлической характеристики перемещаемой горной массы.

Наиболее эффективный режим всасывания имеет место при погружении всасывающей трубы в слой горной массы в зумпфе очистной камеры. При этом в

2

3.4

2

п

плоскости всасывания должен быть обеспечен расход жидкости, равный водопроизводительности подъемного аппарата

АQ = б - бф

где АQ - расход рабочего потока, который необходимо искусственно подать (из верхних слоев горной массы в зумпф) в плоскость всасывания, м/с3; Q, Qф - соответственно, производительность гидроподъема и фильтрационная способность слоя горной массы вокруг всасывающего оголовка, м/с3.

С учетом переменной скорости фильтрационного потока по поровым каналам слоя горной массы и сопротивления слоя по длине пути фильтрации при всасывании АН, уравнение допустимого фильтрационного расхода через этот слой к всасывающему наконеч-

нику равно

(

Q* = V

1 - в

1,75g

7523R0v2

-1

• 75(1 - в) — •

где АН - перепад напора в слое горной массы,

12л • R02 1,75

м.

АН =

P - P

1 ат 1 аЬ

Ро • g

- + (h - Нсл )^ + Нл

[h0 + (h-Н )+ Н ]^ + |1 + £, + А, Ро

К + (к - н„)+нсл 1 Рс'

) 2§ р0 _

Рат, Рабс - соответственно, атмосферное давление и абсолютное давление в подъемном аппарате (гидроэлеваторе, эрлифте), Па; ^ ^ - соответственно, общая глубина погружения гидродобычного агрегата под слой горной массы и надслоевой жидкости, а также высота переподъема гидросмеси над горизонтом жидкости, м; рс , рп , ро - соответственно, плотность фильтрующейся через слой горной массы суспензии, пульпы, движущейся во всасывающем трубопроводе, и воды, кг/м3; Нсл - высота слоя горной массы вокруг всасывающего трубопровода, м; 8 - порозность слоя горной массы; и - скорость гидросмеси во всасывающем трубопроводе, м/с; ^вх - коэффициент входа потока во всасывающую трубу; Qф - фильтрационный расход через слой горной массы, м3/с;

Необходимый, дополнительный расход в плоскости всасывания поступает за счет создания спутного или закрученного потока с локальным понижением давления по оси всасывания, что обеспечивает всасывание высококонцентрированной гидросмеси при любой величине слоя завала горной массы над плоскостью всасывания.

Научные концепции оптимизации гидроподъема гидроэлеваторно-эрлифтными аппаратами заключаются в создании аналитического расчетного выражения, позволяющего с достаточной степенью точности прогнозировать гидроподъем при СГТ при глубине разработки до 2000 м.

Следует заметить, что в ряде публикаций по скважинной гидродобыче [4], расчет гидроэлеваторного подъема предлагается проводить согласно рекоменда-

ций известного специалиста в этой области Б.Э. Фридмана. Во-первых, этот метод расчета гидроподъема графический, что неудобно, во-вторых - расходнонапорные зависимости построены при исследовании гидроэлеватора по воде, что требует соответствующего пересчета на гидросмесь, и, в третьих, полученное Б.Э. Фридманом продуктивное расчетное соотношение для работы этого аппарата в области максимального к.п.д. с увеличением соотношения диаметра камеры смешения и насадки не соответствует реальному режиму работы гидроэлеватора [5]. В целом, этот метод расчета не раскрывает физическую сущность процесса эжектирования, что не позволяет управлять процессом гидроподъема в аварийно-вынужденных условиях эксплуатации гидродобычного агрегата.

На основе энергетического баланса сил, имеющих место в проточной части гидроэлеватора, предлагается расчетная аналитическая модель процесса подъема пульпы гидроэлеватором:

♦ как аппаратом

(1 + а/1 + а— 1

------•

2 + 2аг

m m(m -

_• £ 1) £о

Р = -

а m -1

(1 -&)-(1+(а) £

У m - 1J £о

(18),

♦ как гидроподъемной установкой

(1 + а) 1 + а — 1 2 + \ £оЧ 4) m m(m -1) £о m -(1+^ (а )2 £ У m -1J £о

(1 - 4 )- (1 + а /1 + а — 1 2 + (2а\г£ - Ч £оЧ^) m m(m -1) £о m

Р = L

где а, Р - соответственно, коэффициент эжекции и относительного напора; т - основной геометрический параметр; р1 - плотность эжектируемой гидросмеси, кг/м3; £н, ^вх, ^см, - соответственно коэффициенты

сопротивлений в насадке, конфузоре, при смешении двух струй и диффузоре.

Физико-математический анализ процесса подъема позволил обосновать возникновение и существование оптимального режима работы гидроэлеватора, и выявить координаты этого искомого режима, как половина отрезков, отсекаемых расходно-напорной характеристикой на ее осях. С учетом этого обстоятельства оптимальные режимные параметры гидроэлеваторного подъема:

♦ для коэффициента эжекции

aopt =

m

- 0,5

2

♦ для относительного коэффициента напора

1 (1 - 1 + + £д 1

1 + Е,н Уm 2m2 J

Popt =

т

При отработке месторождений способом СГТ со сложной гидрогеологией, а также необходимости подъема значительного расхода гидросмеси при больших глубинах залегания продуктивных отложений, применяется эрлифтный гидроподъем.

Использование при расчете такого рода гидроподъема выражений для проектировании газлифтной эксплуатации нефти [4,6] неприемлемо, поскольку при СГТ по подъемной трубе движется гетерогенная, а не гомогенная смесь.

Применение расчетных методик В.Г. Гейера и его учеников [7] для СГТ невозможно, т.к. предлагаемые выражения позволяют проектировать эрлифтный гидроподъем при коэффициентах погружения смесителя не более 0,4-0,42, чего в условиях эксплуатации гидроподъема при СГТ нет. Кроме того, предлагаемые методы не учитывают скольжение фаз при движении трехфазной гидросмеси и поэтому расходные показатели эрлифта на изливе значительно отличаются от истинных в подъемном трубопроводе. В целом предлагаемые в настоящее время методики расчета эрлифта учитывают только перемещение водо-воздушной смеси без наличия твердого, что коренным образом отличается от вертикального движения трехфазной (твердое - вода - воздух) смеси.

Уравнение энергетического баланса сил при эр-лифтном подъеме составлено с учетом потерь напора: на поддержание твердого во взвеси в линии всасывания; на трение двух (вода - твердое) и трехфазной (вода - воздух -твердое) смеси; на переподъем гидросмеси от уровня воды в скважине; на местные сопротивления.

Основное расчетное выражение в связи с этим учитывает истинную гидродинамическую ситуацию по высоте подъемной трубы эрлифта (что и определяет действительные потери напора), представленную в расходных параметрах трехфазного потока на выходе из эрлифта.

Р&\ 1 - BN 1п|1 +

(А + К )Р° g -1

+ \ 1 + ^ Р 1 +І О Рп

ис

N

где Н - высота подъема, м; ^, ^с - соответственно, высота линии нагнетания и всасывания,м; р0, рп, - соответственно, плотность воды и гидросмеси при всасывании, кг/м3; D - диаметр подъемной трубы, м; Хп, Хсм - соответственно, коэффициент гидравлического сопротивления двух и трехфазного потоков; Е,вс - коэффициент сопротивлений при всасывании; Qп - расход гидросмеси, м3/с; Ш- площадь сечения эрлифтной трубы, м2;

В =

1.2(2* + бтв) + °,35д/^ ш

Qж, ^о, Qтв - соответственно, производительность эрлифта по воде, потребляемому воздуху и твердому, м3/с;

Р N = Р°

РпёК

Р0 - атмосферное давление, Па

Это расчетное выражение разработано на основе истинной гидродинамической ситуации по высоте пульповода, а не по расходным показателям отдельных фаз смеси (твердое - вода - воздух) на изливе из гидродобычного агрегата:

- истинной концентрации воздуха в нагнетательной линии эрлифта

________________кМ___________________

1.2-(б„ + бж + V. (х))+ 0.3^£5-а

&). =

истиной концентрации твердого

(& „ 1

У,

(вж + в„ )- ист • ш | 1.2(е„ + в* + У,(х))+ 0.35^

истинной концентрации жидкости

(&ж ). = 1 -

(вж + вт, )-ист С

V,

V,

1.2(вт, + вж + V, (х))+ О.З^^ЗО7^

1.2(б™ + бж + V. (х))+ 0.35^ -ш

где ^г)и, (Sтв)u, (Sж)u - соответственно, истинные концентрации воздуха, твердого и жидкости в пульповоде эрлифта; Qтв, Qж, Уг(х) - соответственно, производительность эрлифта по твердому, жидкому и текущий расход воздуха, м3/с.

Предлагаемое обобщенное выражение эрлифтиро-вания имеет хорошую сходимость с опытными результатами подъема гидросмеси от 8 до 718 метров, полученных различными исследователями (Гейера В.Г., Багдасарова В.А., учеными японских и немецких научных лабораторий).

Напорное поверхностное гидротранспортирование при СГТ осуществляется загрузочными аппаратами с предварительным сгущением гидросмеси. Пульпоприготовление и всасывание при этом осуществляется в режиме высоконасыщенного взвесенесу-щего потока с использованием энергии спутно-закрученных струй. Непосредственно методика расчета таких эффективных гидротранспортных аппаратов требует отдельного рассмотрения и обоснования основных расходно-напорных параметров. Отметим, что при такой схеме напорного гидротранспортирования, крупность перемещаемого твердого определяется только допустимыми соотношениями с диаметром трубопровода, дальность -напорными параметрами используемого водяного насоса, объемная концентрация твердого в гидросмеси достигает 30-40%, что определяет эти аппараты в ряде технологических процессов гидромеханизации, гидродобычи, агитационного и кучного выщелачивания, как высокоэффективные и практически безальтернативные по своим рабочим характеристикам.

1

ш

Н =

Рассматривая известную методику расчета напорного гидротранспорта А.Е.Смолдырева и его сотрудников [8], следует также внести некоторые коррективы.

Во-первых, используемое при выводе критических скоростей положение о динамическом подобии взвесе-несущего потока (отношение дополнительных затрат энергии, обусловленных наличием твердых частиц в потоке, к общим затратам энергии, есть величина постоянная), не является бесспорным (кроме гидролога М.А. Великанова это соотношение никто из последующих исследователей не подтвердил). i - i0

----0 = const

i

где i, i0 - удельные потери напора по длине трубопровода при движении гидросмеси и воды, м/м.

Известно, что структура расчетного выражения для потерь взвесенесущего потока среди ведущих зарубежных исследователей напорного гидротранспорта (Дюранд, Невитт, Боннингтон, Жибер и др.) имеет вид

і - Іп

І

= kS

Y

где S - объемная концентрация гидросмеси; D - диаметр трубопровода, м; U - рабочая скорость, м/с; у -коэффициент лобового сопротивления;

Преобразуя выражение (26) к виду i 1

= const

І

1 - const

а выражение (27) как

— = 1 + B

где В1 - переменная величина, можно заключить, что принятое положение о динамическом подобии при расчете гидротранспорта не отражает реальных физических закономерностей взвесенесущего потока.

Поэтому обобщенная расчетная зависимость, предложенная А.Е. Смолдыревым имеет (в зависимости от гранулометрического состава транспортируемой горной массы) корректирующие коэффициенты, значения которых изменяются в достаточно широких пределах (от 7 до 12 раз [8

Кроме того, предлагаемая расчетная зависимость суммарных потерь напора имеет минимум при изменении скорости движения только мелкодисперсных гидросмесей, что не совсем верно, поскольку опытная зависимость потерь напора для грубодисперсных гидросмесей также имеет вид неравнобочной параболы с точкой минимума потерь напора при изменении скорости.

Предлагается потери напора при гидротранспорте высоконасыщенных полидисперсных гидросмесей рассчитывать по интегральной зависимости критериев Фруда для трубопровода и частиц, соответствующего режима их перемещения в искомом трубопроводе

І = (o. 5Х • Frmp) + (o. 5Х • aS o Fm) +

0.5Х • a ?75 •S,

iFrmp )Г Fr05

A

(

0.5Х • a ?75 •S0

iFm )l

)0, 75 ^

mp 2

Fr '

A

mp

где і - удельные потери напора, м/м; X - коэффициент гидравлических сопротивлений; FrXp - критерий Фруда для трубопровода; (Бг1р)1, (Frтp)2 - соответственно, критерий Фруда для мелкодисперсных и грубодисперсных частиц твердого; а, ас - соответственно, относительная плотность твердого в воде и несущей среде; S0, S1, S2 - соответственно, объемные концентрации, тонких, мелких и крупных фракций в составе перемещаемого взвесенесущего потока; А1 - опытный коэффициент.

В отношении предлагаемых исследователями расчетных выражений для критической скорости вертикального взвесенесущего потока, также необходимы некоторые пояснения.

Практика расчетов критических скоростей восходящих взвесенесущих потоков по формуле А.Е. Смол-дырева показывает, что значения этих скоростей (даже при расчетах самого автора) превышают соответствующую гидравлическую крупность стесненного падения в 10-15 раз [13 стр. 244, 17 стр.366], а с учетом принятого коэффициента надежности гидротранспортирования (к=1.15-1.2), рабочая скорость вертикального потока, как правило, превышает гидравлическую крупность в 15-20 раз. Это ведет к значительному перерасходу энергии и необходимости выбора более мощного насосного оборудования. Несостоятельность применения вышеупомянутого постулата М.А. Великанова при выводе выражения для критической скорости восходящего взвесенесущего потока связано еще и с тем, что полученное А.Е. Смолдыревым выражение потерь напора [8,14]

l = ir

1 + 10aS

gD

(U - U„ )2

или

l = —

f

І + i0aSgD

U2

i - Цт к U j

или — = —

1 + 10aSgD-U2

т.к.

в значительной степени отличается от опытной, предложенной и обработанной по методике Р. Дюранда [15] формуле А.П. Юфина

1 +145 • -^L-

U 'Jgd т

или

+

+

2

І

2

1

1

0

г = гг

1 + 145аБ•

gD

4

Л

и2 ”У 3 •а • у

где и, исв, ист - соответственно, рабочая скорость потока в трубе, гидравлическая крупность при свободном и стесненном падении, м/с; у - коэффициент лобового сопротивления твердого (по опытным данным Шиллера, Либстера, Аллена, Визельберга [16] и других исследователей практически для всего рабочего диапазона чисел Рейнольдса (по частице) (,Кетв=100 -1*106), коэффициент лобового сопротивления твердого у= 0.8-0.44), а следовательно, подкоренное выраже-

ние формулы

4

> 1.

[3 •ау

Расчет критических скоростей восходящих взвесе-несущих потоков в пульповоде гидродобычного агрегата СГТ основывается на определении гидравлической крупности при стесненном падении частиц наибольшего размера (с учетом последующего увеличения рассчитанных скоростей на 15 - 20%) из всего спектра искомого гранулометрического состава.

Расчет потерь напора производится с учетом истинных скоростей компонентов двухфазного потока

иж - ита =ист ,

где иж ,итв - соответственно, истинная скорость воды и твердого в вертикальной трубе, м/с;

бЖ и „ бт

и„ = -

и = -

& а ” & •а

ж те

где Sж, Sтв - соответственно, истинные объемные концентрации жидкости и твердого в трубе; Qж, Qтв - соответственно расходная производительность гидродобычного агрегата СГТ по воде и твердому, м3/с

&ж + &те = 1

С учетом (33), (34) и (35) после преобразования получим выражение

1

С

(1 - С )•£ - О.

= 5й и

ж с

при использовании которого и с учетом производительности по воде Qж и твердому Qт (где

с =

- расходная объемная концентрация

вте + вж

твердого), а также площади поперечного сечения пульповода Ш, получим истинную концентрацию воды, а затем и твердого во взвесенесущем потоке.

Определяя истинные скорости фаз (по выражению (36)), далее рассчитываем потери напора на трение восходящего потока.

Выявление реальной структуры процесса СГТ позволяет обосновать основные направления аналитических и экспериментальных исследований и разработать комплексную методику расчета оптимальных технологических приемов ведения очистных работ. Границы применимости рассматриваемых процессов охватывают почти все практические состояния разрабатываемого массива (сцементированные, плывучие, обводненное). С этой точки зрения остаются эффективными и надежными методы аналитического научного прогнозирования технологии составляющих СГТ процессов.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Гидравлика разноплотностного потока. М., Стройиз-дат, 1982, с. 295.

2. Кравцов М.В. Гидравлика зернистых материалов Мн, Наука и техника, 1980, с 168.

3. Куприн А.И. Безнапорный гидротранспорт. М., Не-дра,1980, с.243.

4. Аренс В.Ж. Исмагилов Б.В., Шпак Д.Н. Скважинная гидродобыча твердых полезных ископаемых. М., Недра, 1980, с.229.

5. Фридман Б.Э. Гидроэлеваторы. М., Машгиз, 1960, с.323

6. Бабичев Н.И. Проектирование геотехнологических комплексов. М., МГРИ, 1985. с126.

7. Гейер В.Г. Эрлифтные установки. ДНИ, 1982. с.48

8. Смолдырев А.Е. Трубопроводный гидротраспорт. М., Недра, 1980, с.293

9. Великанов М.А. Русловой процесс М., 1958, с.395

10. Шавловский С.С. Основы динамики струи при разрушении горного массива. М., Наука, 1979, с.173

11. Исследование гидравлического разрушения угля. М., Наука, 1968, с.183

12. Романков П.Г., Курочкина Н.И. Гидромеханические процессы химической технологии. М., Химия 1974, с.264.

13. Дмитриев Г.П., Махарадзе Л.И., Гочиташвили Т.Ш. Напорные гидротранспортные системы. М.Недра, 1991, с. 304

14. Марков Ю.А., Смолдырев А.Е. Выбор параметров гидравлического транспортирования по вертикальным трубопроводам. Сб. Гидравлическая добыча угля, 1963, №3, с.2—23.

15. Юфин А.П., Белова Н.Г. Гидравлический транспорт по вертикальным трубам. Тр. МИСИ, 1965, вып. 45. С.22-30.

16. Шлихтинг Г. Теория пограничного слоя. М. Мир, 1974, с.522.

17. Смолдырев А.Е. Гидропневмотранспорт. М. Металлургия, 1975, с384.

© Д.П. Лобанов, В.П. Дробаденко, Г.Н. Малухин, Н.Г. Малухин