CC BY
47
© А.В. Пинчук, 2003
YAK 532.542.7
А.В. Пинчук
ИССЛЕАОВАНИЕ ЭРЛИФТНОГО ГИАРОПОАЪЕМА БОГАТЫХ ЖЕЛЕЗНЫХ PYA КМА С ГЛ"БИН 800-900 м
Горно-геологические условия залегания глубокоза-легающих (600-800 м.), обводненных рыхлых железорудных месторождений КМА и физикомеханические свойства богатых железных руд (мелкодисперсный зернистый состав, высокая пористость, асж< 2 МПа, способность при гидродинамическом градиенте давления J _ 1 ' 15 [9] переходить
раз * ’
в подвижное состояние) оцениваются как весьма благоприятные для их отработки способом скважинной гидродобычи.
Первые опытно-методические работы по СГД богатых железных руд были проведены на Шемраевской залежи Больше-Троицкого месторождения Белгородского железорудного района в 1988-1993 г. г. Белгородской ГРЭ и ПГО «Центргеология» в содружестве с институтами ВИМС, МГРИ, ВИОГЕМ, НИИКМА, Центр-гипроруда, ГИКХС, ВОДГЕО, ИПКОН, белгородским филиалом «Механобрчермет», ВНИИГИС, КазВИРГ, НПО «Рудгеофизика» в соответствии с Программной опытно-методических работ по СГД богатых железных руд глубокозалегающих месторождений КМА, утвержденной приказом Мингео СССР.
С 1993 г. экспериментальные работы на участке СГД ведет акционерное научно-производственное горно-геологическое предприятие НОП «Гидроруда». За прошедший период на Шемраевской залежи в результате проводимых экспериментальных работ по СГД было добыто свыше 100 тыс. т богатой железной руды и выполнен значительный объем опытноконструкторских и экспериментальных работ, позволяющий сделать вывод о перспективности использования метода СГД для отработки окисленных богатых железных руд КМА.
В целом выполненные опытные полевые и лабораторные работы показали, что железорудная гидросмесь может поступать в добычную скважину за счет фильтрационного потока, возникающего при откачках из скважины. Но из-за того, что применялся только односкважинный метод добыча рудного массива не имела площадной характер и велась в основном вдоль скважины, что и подтверждают данные геофизической съемки по сдвижению массива.
В итоге добиться непрерывного процесса гидродобычи не удалось, и в первую очередь из-за того, что не выполнялось важное условие эффективности СГД - взаимосвязь между основными технологическими процессами.
Скважинная гидродобыча (СГД) включает ряд основных технологических процессов: гидроразрушение рудного массива, гидротранспортирование гидросмеси в очистной камере, пульпоприготовле-
ние, всасывание, а также гидроподъем. Поэтому эффективность СГД зависит от эксплуатационной производительности, надежности и управляемости составляющих процессов. При чем общая производительность СГД является базовой мерой для обоснования и разработки соответствующей технологической схемы каждого составляющего процесса.
При разработке скважинной гидротехнологии необходимо учитывать границы применимости и взаимосвязи основных технологических процессов. Только тогда возможно будет определить закономерности процессов гидроразрушения рудного массива фильтрационным потоком и пульпоприготовления, с учетом технологии всасывания и гидроподъема в условиях эксплуатации железорудных месторождений КМА методом скважинной гидродобычи.
Принимая определенную модель гидроподъема необходимо учитывать технологические возможности эффективного взаимодействия со смежными процессами СГД. Так отработка глубокозалегающих, обводненных железорудных месторождений КМА в условиях больших водопритоков определяет необходимость ведения очистных работ в затопленных камерах двухфазными гидромониторными струями с одной стороны и эрлифтную схему гидроподъема с длинной всасывающей линией- с другой.
Процесс всасывания и пульпоприготовления является связующим звеном между процессами гидроразрушения фильтрационном потоком и гидроподъема, и определен своими специфическими особенностями: расходно-напорными параметрами псевдоожижения, конструкцией всаса, консистенцией гидросмеси и т. д. (рис. 1). Причем соответствующим режим всасывания должен определять эффективность применения технологической схемы при адекватной производительности по твердому эрлифтом.
При скважинной гидродобычи богатых железных руд КМА, где вышележащие породы и рудный массив находятся в перекрывающих друг друга водоносных горизонтах, противодавление в очистной камере приближается к общему напору воды в горизонте выработки, и при изменении напора в камере в рыхлых рудах возникает фильтрационный поток. При достижение определенного критического значения которого (J г™ 1 ' 1,5) [9] начинается вынос мел-
кодисперсных фракций, понижается прочность структуры, увеличивается чувствительность рудного массива к гидродинамическому воздействию, и под действием горного давления начинается разрушение рудного массива.
Таким образом, расчет параметров системы разработки СГД на месторождениях КМА может быть сведен к решению следующих задач:
• определение размеров предельных пролетов камер и образовавшихся целиков, с учетом технологической возможности разрушения гидромониторной струи в затопленной среде;
• обоснование метода разрушения рудного массива под действием разрушающего фильтрационного потока и горного давления;
• обоснование расходно-напорных параметров процессов гидроразрушения, пульпоприготовления, всасывания и эрлифтного гидроподъема.
В процессе СГД на КМА необходимо добиваться формирования выработанных пространств заданной конфигурации площадного характера, которые будут соответствовать спокойному прогибу, сдвижению и разуплотнению массива в обширной зоне над выработанным пространством и выходу под известняки области плавных сдвижений.
В тоже время должно достигаться одновременное выполнение требований сохранения целостности пласта известняков и извлечения из скважины объемов руды, обеспечивающих экономическую эффективность предприятия СГД. При этом также необходимо учитывать технологические особен-ности рудника: схемы размещения скважин, их размеры и расстояния между ними, очередность начала работы, необходимые расходы воды и газа и т.д.
Так например величине разрушающей скорости фильтрационного потока будут соответствовать: разрушающий градиент давления, разрушающие дебиты нагнетательных и откачных скважин, с учетом расстояния между этими скважинами.
Следовательно, при расчете технологических параметров эрлифтного гидроподъема необходимо обосновывать скважинные дебиты, достаточные для создания в рудном массиве разрушающих скоростей
фильтрации (и >и ) [10] и обеспечивающие с одной
стороны эффективность процесса гидроразрушения рудного массива, а с другой стороны процесса гидротранспортирования железорудной массы к очистной камере.
Железорудная гидросмесь существует только в движении за счет сил взвешивания твердых частиц потоком жидкости. Поэтому при скорости жидкости во всасывающем трубопроводе меньше гидравлической крупности частиц иж < Пст условия для транспортирования твердого будут отсутствовать, в то же время с увеличением скорости потока иж > Пст создаются необходимые условия для поддержания частиц взвеси (рис. 2). Так, например, при эрлифтном подъеме существует критический расход воздуха начала излива жидкости (режим барботажа) у6; вместе с тем, началу движения твердых частиц соответствует большие значения воздуха ) (для создания потока соответствующего скоростного напора и > и ) (рис. 2).
^ ж — ст ' 'г '
Значит основным параметром потока представляется его возможность перемещать частицы твердого, а критерием дальности их гидротранспортировании является гидравлическая крупность.
В потоке жидкости на единичную частицу твердого действуют силы: лобового сопротивления, сила тяжести и выталкивающая сила Архимеда. Составив баланс сил и приведя уравнение к скорости, исследователи получили выражение для расчета гидрав
лической крупности единичной частицы при свободном падении [2, 3]:
_ (1)
^ /4 Рт-Ро %'Лт
у св ~ Л-' ' ’
V3 Ро ¥
где г - скорость падения минеральной частицы в неподвижной воде, м/с; рТ1 рс соответственно, плотность твердого и воды, кг/м3; д - ускорение свободного падения, м/с2; ^ - диаметр твердого шарообразной формы, м; ^ - коэффициент лобового сопротивления.
В реальных условиях СГД процессы гидротранспортирования, всасывания и гидроподъема происходят при массовом движении частиц твердого в объеме гидросмеси, где частица находится во взаимосвязи с соседними частицами. Поэтому на скорость движения частиц твердого, т.е. на их гидравлическую крупность влияет стесненность как от размеров проточного канала трубы (диаметра), так и от наличия соседних частиц в потоке гидросмеси [7, 11, 13].
В условиях СГД, каналом является трубопровод: подъемный, всасывающий или транспортный, а при движении гидросмеси через поровый слой каналом будет являться эквивалентный диаметр порового канала, с учетом геометрических характеристик данного слоя: пористости 8, средневзвешенного диаметра твердого ^р и коэффициента формы ф.
Обоснование гидравлической крупности составляет основу ряда гравитационных процессов обогащения, химической технологии, транспортирования пульпы по трубам. Многими известными учеными как в России, так и за рубежом были разработаны многочисленные опытные зависимости процесса осаждения минеральных зерен в воде (таблица). Из которых наиболее широко используется формула коэффициента стесненности движения частиц в объеме гидросмеси в виде: к = (1 -8)", (2)
где п - опытный коэффициент; Б - консистенция гидросмеси 8 = т
1
т + ж ж/ + 1 /т
В итоге, с учетом (1) и (2) получаем формулу гидравлической крупности при стесненном движении частиц в гидросмеси:
. (3)
рт - ро g'dr
Ро ¥
Для обоснования показателя степени п при коэффициенте стесненности, наиболее тщательные и обширные исследования с привлечением большого опытного материала были проведены в начале 50-х годов Ричардсоном и Заки [14]. В результате опытных исследований были получены следующие значения показателя степени п для ламинарного, переходного и турбулентного режимов течения потока: п = 4,65-Яе-0-03 Яе < 0,2 п = 4,35-Яе-0,01 0,2 < Яе < 10
п = 4,35-Яе-0,1 1 < Яе < 50 (4)
п = 2,39 Яе > 500
Эти опытные данные широко используются в практических расчетах взвесенесущих потоков в различных отраслях промышленности [4, 5, 12].
Таким образом, расчет оптимальных расходно-напорнорных параметров эрлифтных гидротранспортных систем должен быть проверен на транспортирующую способность восходящего потока, соответствующую гидравлической крупности при стесненном движении частиц в гидросмеси.
Движение газожидкостных потоков имеют место во многих технологических процессах. В нефтяной и газовой промышленности при газлифтной эксплуатации скважин, в горной промышленности, а также в химической промышленности при перемешивании продуктов реакции, при обогащении в процессе флотации.
Но для расчета параметров эрлифта применительно для глубокозалегающих обводненных месторождений КМА использование выражений для подъема гомогенной нефти предложенной, на пример,
ПРЕДЛАГАЕМЫЕ ФОРМУЛЫ КОЭФФИЦИЕНТА СТЕСНЕННОСТИ ПРИ ДВИЖЕНИИ ЧАСТИЦ В ГИДРОСМЕСИ
№ Автор Формула
1. А.Е. Смолдырев к = (1 - *)2 39
2. А.Е. Смолдырев к=1 -((D2
3. П.В. Лященко к = m"
4. Ю.А. Марков к = (1 - *)2' ['-fe)
5. Б.В. Кизевальтер к = р- m"
6. В.А. Успенский к II О 8 1 D2
7. И.Н. Качан m3 к = 0.15 1 - m
8. А.Д. Альтшуль к=|}-((D)1'5 '(1 -A)
9. Перри Дж. к=1 -ter
10. Richardson к = a - mn
Крыловым А.П. [8] неприемлемы, т.к. при СГД по подъемной трубе движется гетерогенная, а не гомогенная смесь. Применение расчетных методик В.Г. Гейера [1] для СГД тоже не возможно, т.к. предлагаемые выражения позволяют проектировать эр-лифтный гидроподъем при коэффициентах погружения смесителя не более 0,5.
Исследователями геотехнологами из МГГА была предложена методика расчета эрлифтного гидроподъема гидросмеси для широкого спектра технологических параметров скважинной гидродобычи в различных горно-геологических условий, с обоснованием оптимального коэффициента погружения а = 0,7 + 0,72. Одно из главных различий от предложенных ранее методик расчета эрлифта является обоснование вертикального движения трехфазной смеси (твердое-вода-воздух), с учетом потерь напора на поддержание твердого взвеси в линии всасывания, на трение двухфазной и трехфазной смеси, на переподъем гидросмеси от гидростатического уровня воды в скважине [6]. С учетом вышеизложенного инженерная методика расчета эрлифтного гидроподъема железорудной массы с длинной всасывающей линией с глубин 800-900 м., учитывающая особенности движения трехфазной смеси, будет сводиться к следующим положениям:
1. Исходя из получаемой консистенции в результате гидроразрушения рудного массива и пульпо-приготовления плотность двухфазной смеси (вода-твердое), поступающая во всасывающую трубу эрлифта будет равна:
ж+т , (5)
ж/ + тР
/Рж /Рт
где рт - плотность железорудной массы, кг/м ; рж -плотность транспортирующей жидкости, кг/м3.
2. Расход твердого при гидроподъеме:
2,
. Рж
Т
-2 •те ‘-■о ітг
Рт Ж
(6)
где О0 - расход транспортирующей жидкости, м /с, который должен в процессе добычи соответствовать дебиту, достаточному для создания в рудном массиве разрушающих скоростей фильтрации.
При этом общий расход двухфазной смеси будет
раве*: = 0о + вт.. (7)
3. Для эффективности процесса всасывани необходимо чтобы скорость двухфазного взвешивающего
и
превышала значение критической скоро-
сти гидротранспортирования и в подъемной трубе:
и = > и ,
п кр
®тр
(8)
где
п- Вт
. - поперечное сечение гидроподъем-
ной трубы, м2; [) - диаметр подъемной трубы. м.
4. Суммарные сопротивления всасывающей лиНии 2 Н,с =АНтр +ЛЙ„д +ЛЙМ (9)
где лнпой - потери напора на поддержание твердого во взвеси, м.
Лй, = И - Р-Рж (10)
И - длина всасывающей линии, м; литр - потери напора на трение во всасывающей линии эрлифта, м,
м =явс. - р (11)
тр Отр- 2g Рж
ЛИ - потери напора на местные сопротивления и на
м
входе во всасывающую трубу, м,
Дм = (#« + 4)
и2 р
2ё Рж
(12)
5. Напор нагнетания для работы эрлифта равен:
(13)
Рп - Рсм
где И - длина нагнетательной линии эрлифта, м; Рсм-
плотность трехфазной смеси (твердое-вода-воздух), кг/м3.
Баланс сил в эрлифте основывается на сохранении равенства напоров нагнетания и сумарной величины потерь напора во всасывающей и нагнетательной линиях:
н = 2 н.с + 2 н (14)
Для дальнейшего расчета необходимо предварительно принять приближенные к истинным потери напора в нагнетательной линии [нн ] .
Тогда с учетом (13) получим
Р =Р ^ (2нс+2н.Ц)] (15)
(16)
6. Пусковое давление эрлифта равно
И
Р = Р -£-+ Р
ст I ж О 10 ат
где р - атмосферное давление, МПа.
7. Динамическое давление эрлифта
р = р -ХН£_ (17)
йин ст 10
8. Среднее давление газа по высоте трубы эр-
лифта
Р
1п-^
Р
2с = 2,
9. Средний расход воздуха, м3/с.,
Рп-Рсм
(18)
(19)
м3/с,
2 газ 2 ср
10. Расход воздуха при атмосферном давлении,
(20)
р - р
11. Средняя скорость 3-х фазной смеси, м/с,
= Рп + Оср (21)
Штр
12. Скорость 3-х фазной смеси на выходе из эр-
лифта, м/с, и = 2 + 2 а
(22)
13. Плотность 3-х фазной смеси на выходе из эрлифта , кг/м3,
Рвьх. = Р
_ (23)
2 + 2 Х-п і-^газ
14. Потери напора на трение в линии нагнетания
К + К Рсм и2 (24)
ДК =1 • —2_________________________о ■ • ■ -
тр? 2 Ятр Рж 2g
потока
4
Характеристика эрлифтного гидроподъема железных руд КМА Н=800 м.; hвс.=400 м.; ґінаг.=360 м.; hо=40 м.
при Дтр= при Дтр= при Дтр=
300 мм 250 мм 200 мм
3/10 7/20
Весовое отношение Т/Ж рис. 3
где h - высота переподъема, м.
o
15. Потери напора на ускорение 3-х фазной сме-
си, м.,
Дкус
. uL p 2g px
.UL. p
2g Pж
(25)
Дк^, _ h.
1б. Потери напора на пере подъем. м,
p~ (2б)
Pж
17. Суммарные потери в линии нагнетания
2 Н наг =ЛИтр +ЛИуск + Лй„р (27)
18. Проверка предполагаемых потерь напора с истинными:
2 Ннаг =[ Ннаг ] (28)
В соответствии с данной методикой были дены расчеты по эрлифтному гидроподъему богатых железных руд КМА с глубины Н = 800 м., при
вающей линии равной Ьвс = 400 м., линии нагнетания Ьнаг = 360 м. и высотой переподъема Ьо = 40 м..
Расчет был произведен для диаметров подъемной эксплуатационной трубы Отр = 200 мм., 250 мм. и 300 мм., при этом определялся удельный расход электроэнергии на гидроподъем одной тонны железной руды. Полученные зависимости показали хорошую сходимость с опытными результатами эрлифтного подъема других исследователей.
В результате, расходная характеристика (рис. 3) показывает, что каждой весовой консистенции твердого (т/ж), получаемой в процессах гидроразрушения и пульпо-приготовления, соответствуют определенные оптимальные технологические и расходно-напорные параметры эрлифта (диаметр эксплутационной скважины, коэффициент погружения а , объемы расхода воздуха и воды), которые в свою очередь соответствуют минимальным удельным энергетическим затратам на гидроподъем, критическим дебитам разрушающих скоростей фильтрации, а также экономически целесообразной производительности по твердому.
Следовательно, обобщение закономерностей расходно-напорных параметров основных процессов: гидроразрушения рудного массива, пульпоприготов-ления, всасывания и гидроподъема, позволит внедрить в технологию СГД практически полную комплексную автоматизацию управления процессом добычи, при которой деятельность персонала предприятия будет сводится в основном только к выполнению операторских и контрольных функций.
СПИСОК ЛИTEРATУРЫ
70
60
50
40
0
0
1. Гейер В.Г. Эрлифтные установки. Донецк, 1982, с.42.
2. Исааиян С.Н. О свободном падении шарика в вязкой жидкости. Изв. АН Арм.ССР, Сер. Техн.наук, 23,1970, №4, с. 44-48.
3. Кизевальтер Б.В. Об определении скоростей свободного и стесненного падения частиц. Тр. Механо-бра. Вып. 136, 1971, с. 5-33.
4. Кизевальтер Б.В. Теоретические основы гравитационных процессов обогащения. М., Недра. 1979, с. 295.
5. Кунии Д, Левеншпиль О. Промышленное псевдоожижение. М., Химия, 1976, с. 447.
6. Лобанов Д.П., Малухпн Н.Г., Дрободенко В.П, Малухпн Г.Н. Горный информационно-аналитический бюллетень, № 2, 1999, с. 131-137
7. Марков Ю.А., Смолдырев
A.Е. Гидротранспорт угля и пород по вертикальным трубопроводам. Уголь, 1963, №6, с.28-32.
8. Муравьев И.М., Ямпольский
B.И. Основы газлифтной эксплуатации скважин. М., Недра, 1973, с. 185.
9. Отчет о НИР «Исследование и прогноз инженерно-геологических условий участка первоочередной отработки богатых руд Яковлевского месторождения по данным доразвед-ки». ВИОГЕМ, Белгород, 1985, 145 с.
10. Пинчук А.В. Горный информационно-аналитический бюллетень №9, 2001, с. 119-120
11. Розенбаум Р.Б, Тодес О.М. Стесненное падение шара в цилиндрической трубке. ДАН СССР, т. 115, 1957, №2, с.504-507.
12. Смолдырев А.Е. Гидравлические и кинематические характеристики движения неоднородных дисперсных систем в трубах. ДАН СССР, т. 129, 1959, №5, с.993-996.
13. Смолдырев А.Е. Трубопроводный транспорт. М., Недра, 1980, с.293.
14. Richardson J, Zari W Sedimentation and fluidiration: Part I.Trans. Inst. Chem. Eng., 1954, v. 32, p. 34-53.
КОРОТКО ОБ АВТОРАХ -----------------------------------------------------------
Пинчук A.В. — Всероссийский институт минерального сырья им. Н.М. Федоровского (ВИМО) МПР.
Файл:
Каталог:
Шаблон:
Ш
Заголовок: руд КМА Содержание:
Автор:
Ключевые слова:
Заметки:
Дата создания:
Число сохранений:
Дата сохранения:
Сохранил:
Полное время правки: 17 мин.
Дата печати: 09.11.2008 0:02:00
При последней печати страниц: 5
слов: 3 075 (прибл.)
знаков: 17 529 (прибл.)
ПИНЧУК
G:\^ работе в универе\2003г\Папки 2003\GIAB7_03 C:\Users\Таня\AppData\Roaming\Microsoft\Шаблоны\Norma1.do Исследование эрлифтного гидроподъема богатых железных
L.
03.06.2003 10:07:00 7
08.11.2008 23:43:00 Таня
