CC BY
72
иркутским государственный университет путей сообщения
кин, А.В. Крюков, Крюков Е.А. Иркутск, 2007. 138 с. Деп. в ВИНИТИ 03.08.2006, № 1036-В2006.
16. Закарюкин В.П., Крюков А.В., Раевский Н.В., Яковлев Д.А. Моделирование и прогнозирование процессов электропотребления на железнодорожном транспорте. Иркутск, 2007. 114 с. Деп. в ВИНИТИ 11.01.2007, № 19-В2007.
17. Закарюкин В.П., Крюков А.В., Соколов В.Ю. Системный подход к моделированию многоамперных шинопроводов // Современные технологии. Системный анализ. Моделирование. 2008. № 4. С. 68-72.
18. Закарюкин В.П., Крюков А.В., Шульгин М.С. Параметрическая идентификация линий электропередачи и трансформаторов. Иркутск, 2012. 96 с.
19. Крюков А.В., Закарюкин В.П., Арсентьев М.О. Использование технологий распределенной генерации на железнодорожном транспорте // Современные технологии. Системный анализ. Моделирование. 2008. № 3. С. 81-87.
20. Крюков А.В., Закарюкин В.П., Буякова Н.В. Моделирование электромагнитной обстановки на железных дорогах переменного тока // Современные технологии. Системный анализ. Моделирование. 2010. № 2. С. 169-175.
21. Крюков А.В., Закарюкин В.П., Буякова Н.В. Расчет электромагнитных полей, создаваемых тяговыми сетями электрофицированных железных дорог // Вестн. Иркут. гос. техн. ун-та. 2011. Т. 48. № 1. С. 148-152.
22. Крюков А.В., Закарюкин В.П., Иванов А.Н. Моделирование электромагнитных полей, создаваемых многопроводными линиями электропередачи // Проблемы энергетики. 2007. № 7-8. С. 37-43.
23. Крюков А.В., Закарюкин В.П., Кобычев Д.С. Моделирование электромагнитных влияний контактной сети железных дорог на смежные линии электропередачи // Электротехнические комплексы и системы управления. 2009. № 1. С. 2-7.
24. Крюков А.В., Закарюкин В.П., Кобычев Д.С. Определение наведенных напряжений с учетом несинусоидальности токов контактной сети железных дорог переменного тока // Научные проблемы транспорта Сибири и Дальнего Востока. 2009. № 2. С. 315-319.
25. Шульгин М.С., Крюков А.В., Закарюкин В.П. Параметрическая идентификация линий электропередачи на основе фазных координат // Современные технологии. Системный анализ. Моделирование. 2011. № 1. С. 140-147.
26. Крюков А.В., Литвинцев А.И. Интервальное моделирование аварийных режимов электроэнергетических систем // Системы. Методы. Технологии. 2013. № 4 (20). С. 73-79.
27. Крюков А.В., Закарюкин В.П., Литвинцев А.И. Интервальный метод расчета режимов электроэнергетических систем в фазных координатах // Системы. Методы. Технологии. 2011. № 1 (9). С. 54-62.
28. Свидетельство № 2014613493 «Моделирование электроэнергетических систем в фазных координатах с использованием методов интервального анализа» / Крюков А.В., Литвинцев А.И. - Федер. служба по интеллект. собственности, патентам и товарным знакам ; заявитель и правообладатель Иркут. гос. ун-т путей сообщ. № 2013661150 ; заявл. 03.12.2013 ; зарегистр. 27.03.2014.
УДК 622.732 Карлина Антонина Игоревна,
аспирант, Иркутский государственный технический университет,
тел. 89501201950
ИССЛЕДОВАНИЕ РАБОТЫ ГИДРОЭЛЕВАТОРОВ И БЕЗНАПОРНОГО САМОТЕЧНОГО ТРАНСПОРТА
A. I. Karlina
THE STUDY OF HYDRAULIC ELEVATOR AND NON-PRESSURE GRAVITY TRANSPORT
Аннотация. В статье рассмотрена актуальность совершенствования методов расчёта и конструкции гидроэлеваторов, эжекторов и инжекторов. Уточнены алгоритмы и формулы расчета основных параметров гидроэлеваторов. Изучены вопросы производительности гидроэлеваторов. Рассмотрены и развиты основные вопросы гидродинамики безнапорных потоков в желобах и каналах. Проанализированы основные формулы расчета производительности безнапорного самотечного транспорта и экспериментально уточнены основные значения коэффициентов формул. Изучен вопрос консистенции гидросмесей. Для решения поставленных задач предлагается система управления комплексом транспортировки, рассмотрен и развит вариант соединения пульповода с шлюзом глубокого наполнения. Доказывается, что использование предложенной системы управления процессом транспортировки горного сырья предполагает увеличение производительности комплекса, повышение эффективности и обеспечение стабильной работы оборудования. Определение и предотвращение перегрузки оборудования является одной из важнейших задач оптимального управления комплексом транспортировки.
Ключевые слова: гидроэлеватор, эжектор, инжектор, гидросмесь, консистенция гидросмеси, безнапорный самотечный транспорт.
Abstract. The article considers the relevance of improving the methods of calculation and design of hydraulic Elevator, ejectors and injectors. Sophisticated algorithms and formulas of calculation of the main parameters of hydraulic Elevator. We studied the performance of a hydraulic Elevator. Reviewed and developed key questions hydrodynamics of gravity flows in chutes and channels. Analyzed the basic formulas of calculation of the performance of non-pressure gravity transport and experimentally clarified the basic values of the coefficients of the formulas. Examine the consistency of the slurry. To achieve these objectives, a system of management of complex transportation, analyzed and developed a variant of the connection of the slurry line with a gateway ofdeep content. It is proved that the proposed control system transportation of mining of raw materials is expected to increase the plant's capacity, improving efficiency and ensuring stable operation of the equipment. Identification and prevention of overloading is one of the most important tasks of optimal control of complex transportation.
Keywords: hydraulic ejector, ejector, injector, slurry, consistency of the slurry, gravity transport.
Введение
Гидроэлеваторами или водоструйными насосами называются аппараты, транспортирующие пульпу или воду. В России гидроэлеватор был применён в 1886 году М. А. Шостаком при разработке россыпи Куджертайского прииска.
Водоструйные насосы отличаются от иных насосов тем, что в них роль движущего рабочего органа выполняет жидкость. Принцип действия таких насосов основан на использовании кинетической энергии рабочей жидкости. Водоструйный насос состоит из входного патрубка, корпуса со штуцером, съемного сопла и диффузора. В струйном насосе рабочая жидкость под значительным давлением из трубопровода поступает к соплу (насадку) [4]. Вытекая из сопла (насадка) в камеру смешения (корпус) с большой скоростью и с пониженным давлением, рабочая жидкость (вода) способствует засасыванию находящейся в камере и во всасывающем трубопроводе гидросмеси. В горловине завершается энергообмен между рабочей и подсасываемой средами, а в расширяющемся диффузоре за счет постепенного снижения скорости происходит частичное преобразование динамического напора потока в статическое давление.
По назначению струйные насосы делят на эжекторы и инжекторы (гидроэлеваторы) с осевой и кольцевой подачей рабочей жидкости. По конструкции и рабочим процессам они не имеют принципиальных различий.
Эжекторы являются вспомогательными средствами и предназначены для подъёма жидкости по всасывающему трубопроводу за счёт вакуума.
Инжекторы (гидроэлеваторы) наряду с этим перемещают всасываемую среду (гидросмесь) под напором по нагнетательному трубопроводу с относительно большой протяженностью и высотой подъёма.
Достоинства водоструйных насосов: простота конструкции, монтажа и эксплуатации, возможность индивидуального изготовления для любых условий и быстрой замены износившихся частей, относительно небольшая масса, способность интенсивного перемешивания разнородных сред (жидкости и газов, воды и масел и т. д.) [2].
Недостатки: низкий КПД (не более 30 %, обычно 15-20 %), ограниченная высота подъема (6-20 м), большой расход напорной воды.
Насадок. Длину цилиндрической части насадка принимают равной Ь„ = (0,3-0,5)^, где ^ - диаметр выходного отверстия насадка (сопла). Насадок (сопло) изготовляют съёмным.
Приёмная камера чаще изготовляется цилиндрической. Величина угла сопряжения всасывающего патрубка не оказывает существенного влияния на эффективность работы гидроэлеватора (водоструйного насоса). Однако целесообразно для предохранения насадка (сопла) от ударов и гидроабразивного износа задавать этот угол как можно меньше.
Если Qp - расход воды (заданная величина), Qвс - расход всасываемой смеси или газа, то в сечении 3-3 (рис. 1) суммарный расход смеси Qc = Qp + Qвс. Скорости воды: в сечении 1-1 Ух = 4Qp/я Б2, в сечении 2-2 У2 = 4Qc/я в сечении 3-3 У3 = 4Qc/яБ2, чаще при d = 0,5Б или d = кБ. При этом существует зависимость У3 = У2^/Б)2. Если плотность воды при данной температуре р, то плотность засасываемой смеси р г, С1 - объемное содержание засасываемой гидросмеси и плотность смеси (вода + гидросмесь) составит: р с = р сх + (1 - сх)р г. Из уравнения Д. Бер-нулли для сечений 2-2 и 3-3 относительно горизонтальной плоскости сравнения 0-0, проходящей через геометрическую ось инжектора, имеем:
^ + Р2/р сё + «2У22/2ё = гз + Рз/р сё + «зУз2/2ё + Ь 2-3,
г = г = г3 = 0 - геометрическая высота, м; а х = а 2= а 3 = 1 - коэффициент Кориолиса; Ь2-3 = 0 - потери напора (ввиду малости расстояния между сечениями); из уравнения расходов У3 = У2 ^/Б)2, м; Р3 = Ратм = 101325 Па.
Тогда
(Ратм - Р2)/р сё = У22[1 - да)4]/2е;
У2 = (2Рвак /(р с[1 - (^Б)4])0,5, где Рвак = Ратм - Р2. Расход суммарного потока Qc= ця d2V2/4, где ц - коэффициент расхода устройства; Qст - теоретический суммарный расход при Ь2-3 = 0 и ц = Qc/Qcт.
Расход гидросмеси (исходной) Qвс = Qc-Qp и У3 = У2(d/Б)2, а скорость движения воды во входном патрубке У1 = 4Qp/я d2. Иначе: У1 = [2(Р1 - Р2)/(р [(Б/d)4 - 1)]0,5;
Qp = (цяБ2/4)[2(Р1 - Р2)/(р [(Б/d)4 - 1])]0,5.
Также из уравнения Д. Бернулли для сечений 2-2 и 3-3 по отношению к плоскости сравнения 0-0 имеем расход засасываемой гидросмеси:
0,5
Qвс = Цвс (я dвс2/4)[2(Paтм - Р2)/р ] = Цвс (я dвс2/4)[2Pвaк/р ]0,5,
где цвс и dвс - коэффициент расхода и диаметр штуцера (трубы), подводящего исходную гидросмесь. В ряде случаев гидроэлеваторы выполняются без приемной камеры (открытый тип гидроэлеватора). Но в любом случае расстояние между насадком и горловиной должно регулироваться.
Для уменьшения потерь энергии приемную камеру и горловину соединяют с помощью входного конического перехода длиной не более диаметра горловины Ь0 = do. Расстояние между насадком и горловиной значительно влияет на эффективность работы гидроэлеватора и его КПД. Это расстояние принимают равным г = 2d0. При транспортировании пульпы расстояние z должно быть достаточным для пропуска наиболее крупных кусков породы. Если галька крупная, принимают г = (2,3 - 3^0.
Горловина (смесительная камера)
Диаметр горловины должен в 1,5-2,5 раза превышать диаметр выходного отверстия насадка и максимальный размер транспортируемого куска породы dг = (1,5 - 2,5^0. Во всяком случае величина отношения dг/d0 = 1,3 - 1,5. Это отношение может быть равно 1,2 при окатанном материале, мелкофракционном составе и гидровашгердной загрузке и 1,5 при угловатой, обломочной форме транспортируемого материала, большом количестве крупных фракций и при работе на всасывание. Длина горловины может быть принята в соответствии с рекомендациями: по В.М. Спирину Ьг = (3,5 - 4К, по П. Н. Каменеву Ьг = (9 - 12^, по Б. Э. Фридману Ьг = (5-6^г, по Е. А. Замарину Ьг = 4^00'Ч0'8.
Диффузор (расширитель) имеет вид усеченного конуса. Угол конусности диффузора принимают равным 5 = 6 - 8о. Наибольший КПД обеспечивает диффузор с переменным углом расширения. По П. Н. Каменеву, диффузор должен состоять из трех частей с углами конусности 2о, 4о и 13о. По нашему мнению, диффузор следует изготовлять сферическим с центром, совпадающим с центром выходного отверстия насадка (сопла), с радиусом Я = (1,5 - 2ДО0. В этом случае выполняются все вышеуказанные рекомендации. Коэффициент подсасывания
а = = QlYl/QoYo, где С1 иС0 - весовой расход соответственно подсасываемой гидросмеси и воды, ктс/^ Q1 и Q0 -объёмный расход соответственно подсасываемой гидросмеси и воды, м3/с; у1 и уо - удельный вес соответственно подсасываемой гидросмеси и воды, кгс/м3. Коэффициент отношения напоров Р = Н/Но = 0,1 - 0,4 - это отношение напора за диффузором Н к полному напору выхода воды на насадок Но. А отношение площадей т поперечного сечения соответственно горловины и насадка Р0: т = Рг/Е0 = dг2/d02. Для водоструйных насосов с наивыгоднейшими геометрическими размерами Рт = 1. КПД гидроэлеватора:
Ц = ^1У1^0У0)[1 - Р],
где Q1 и Q0 - объёмный расход соответственно подсасываемой пульпы и воды, м3/^ у1 и уо -удельный вес соответственно гидросмеси и воды, кгс/м3; Р - отношение напоров. Параметры, характеризующие работу водоструйных насосов, следующие: относительный расход (степень эжекции) Qот = Qвс/Qp, где Qвс и Qp - расходы соответственно всасывающей жидкости (гидросмеси) и рабочей среды (воды), подаваемой к насадку; относительный напор:
Нот = Нпол/(Нпол + V) = (Н2 - НО^ - НД
где Нпол - полезный напор, определяемый как разность напоров на выходе из диффузора Н 2 и на входе в камеру смешения Н1; Ь - потеря напора рабочей жидкости (воды), численно равная разности напора жидкости Нр перед насадком и напора на выходе из диффузора (Ь = Нр/Н2); КПД Ц = (Нпол QвсP в)/(HpQpP p) = (р в/р p)Q[Hот/(1 - Н)], где р в и р р - плотности соответственно всасываемой (гидросмеси) и рабочей (воды) жидкостей. В качестве параметра подобия, характеризующего геометрию струйного насоса, принято отношение площади поперечного сечения горловины к площади выходного отверстия насада Р0: тс = Рг/Е0 = ^гМ0)2, где dг и dо - диаметр соответственно горловины и насадка. Область наибольших величин КПД ц = 32 - 36 % находится в интервале 0,6 < Qот < 1,2 и Нот = 0,25-0,35. Исходной величиной для расчета струйного насоса является необходимый расход всасываемой гидросмеси Qвс и плотность гидросмеси р г. Принимая Qот = 0,6-1,2; определяют необходимый расход рабочей жидкости (воды): Qp = ^г/0,6) < 1,2. Суммарный расход потока (и гидросмеси, и рабочей воды) на выходе из диффузора QСyM = Qвc + Qp. При заданных QСyM и Qвс и размерах нагнетательного и всасывающего трубопроводов определяют сопротивления последних: Нсум и Нвс, сумма которых равна полезному напору струйного насоса Нпол = Нвс + Нсум. Найдя по графикам или задавая, величину относительного суммарного напора Нот-сум, соответствующую выбранному значению суммарного расхода потока гидросмеси QСyM, определяют необходимый напор рабочей жидкости (воды) перед насадком: Нр = [Нсум + (1-Нотсум)Но]/Нотсум. Эти мысли подтверждают ниже приведенные данные:
0,20 0,40 0,80 1,20 1,60 2,00 2,40
Нот 1,20 0,78 0,40 0,22 0,20 0,18 0,15
тс 1,80 2,00 3,00 4,00 5,00 6,80 8,00
Ц 0,25 0,30 0,35 0,38 0,35 0,30 0,24
При заданном напоре скорость истечения
жидкости из насадка составляет и = Цр^^)0,5;
при этом цр = 0,95 - 0,98 - коэффициент расхода. Диаметр насадка находится из выражения й0 = (40р/я и; диаметр горловины ^ = ^(щ,с)0'5, где т0с - оптимальная величина отношения площадей поперечных сечений горловины и насадка, соответствующая выбранной величине суммарного расхода гидросмеси Qcyм и определяемая из графика тс - Q.
Расстояние между насадком и входом в горловину принимают равным диаметру насадка, а длину горловины равной (3,2 - 6)^. Угол раскрытия диффузора рекомендуется принять равным 6-10о, а угол конусности насадка 12-14о. Считается, что струйные насосы наиболее экономичны при ц = 0,2; НоТ = 0,17 - 0,2 и QоT = 1,2.
Исходные данные для расчёта гидроэлеваторов (по Г. Н. Роер и И. С. Рудинскому): 1) напор рабочей воды Но, м; 2) высота подъёма Н2 гидроэлеватором породы, м; 3) расход рабочей воды Q0 м3/с. Расчёт гидроэлеватора состоит в следующем. Скорость У0 выхода рабочей струи из насадка:
V = 0,94{2е[Ио + (Уэ2/2е) - (-Нв)]}0'5, скорость струи в горловине:
Ух = 4,8(Нв + Нм + Ух2/2е)0'5, расстояние от края насадка до середины горловины:
Ъ = 4,65^(У,/Ух)1'2,
расход подсасываемой воды или пульпы через всасывающую трубу:
Ql = (Го/Г2)[(Уо - Ух)/(Ух - У2)] Qo,
насадка
do = ^о/0,785Уо]и
диаметр горловины:
йх = [(Qo + Ql)/(0,785Vx)]0'5,
КПД гидроэлеватора:
Ц = Y2Ql(Hм + Нв)/^о(Но - Нм)], где У15 У2, У3 - скорость соответственно движения массы в напорном пульповоде, скорость движения массы во всасывающем пульповоде, скорость подхода воды в водоводе перед насадком, м/с; Но -напор рабочей воды, м; Q0 - расход рабочей воды, м3/с; Нв = у2Н2 + £Ь2 - высота всасывания, м; Н2 -геометрическая высота подъёма, м; £Ь2 - потери напора во всасывающем пульповоде, м; у2 -удельный вес всасываемой пульпы, Н/м3; Нм = у1Н1 + - манометрический напор, м; у1 -удельный вес пульпы в напорном пульповоде, Н/м3; Н1 - геометрическая высота подъёма, м; - потери напора в напорном пульповоде, м; уо -удельный вес воды, Н/м3.
По способу А. А. Салтыкова, КПД ц гидроэлеватора составит
ц = Я2/[Я1(Н/Ь - 1)],
,0.5
где qi - секундный расход воды из насадка, м 3/с; q2 - секундный расход воды из зумпфа, м3/с; Н -общий напор от поверхности воды в зумпфе до поверхности воды в баке, питающем элеватор, м; h - общая высота подъёма от поверхности воды в зумпфе до поверхности воды в шлюзах, м; откуда q2 = Ц (H/h - 1)qi и qi = q2/[^ d„2(H/h - 1)]. Для расчётов гидроэлеватора А. А. Салтыков рекомендует использовать диаграммы (рис. 1), построенные по формуле ц = q2/[q1(H/h - 1)]. а)
Рис. 1. Диаграммы к расчёту гидроэлеватора при а) ц = 0,2; б) ц = 0,1
Гидроэлеваторы как пульпоподъёмники, по Б. Э. Фридману, могут применяться на гидроустановках с насосным и деривационном водоснабжением:
- при расходе пульпы Q < 35 л/с и при полном развиваемом напоре Н>18 м вод. ст.;
- при Q < 50 л/c, но при Н > 24 м вод ст.;
- при Q < 200 л/c, но при Н < 6,5 м вод. ст.;
- при Н < 11 м вод. ст. и Q < 260 л/с;
- при искусственном дренаже воды из разреза;
- при действующем полном напоре воды Но< 53 м;
- когда напор воды Но сильно (на 10 м и более) изменяется за время разработки месторождения данной гидроустановкой.
Удельный расход энергии в рассматриваемых случаях при применении гидроэлеваторов не должен превышать 2-3 кВтч на перемещение 1 м3 породы в твёрдом теле. Развиваемый гидроэлеватором как пульпоподъёмником полный напор определяется по формуле
H = УпИг + hn + hMecT + Vn2/2g, м вод.ст., где уп - удельный вес пульпы; Нг - геометрический напор - расстояние по вертикали от нижнего до верхнего уровня жидкости - складывается из мощности напластования россыпи и высоты от уровня поверхности земли до уровня верха пульповода; hn - потери напора на трение при движении пульпы во всасывающем и напорном трубопроводах; hMecT - сумма местных потерь в гидроэлеваторе и фасонных частях пульповода; Vn -скорость движения пульпы в пульповоде при подаче её в шлюзы. Высота от уровня поверхности земли до верха пульповода
Н2 = (h + l.i) - lJ, м; l - длина шлюза меньше 30 м; i - уклон шлюза до 0,04 (i = Sin а, где а -угол наклона шлюза к горизонту);
h - высота эстакады шлюза 2^4 м; J - уклон местности по направлению установки шлюзов чаще до 0,01; Н2 - высота от уровня поверхности земли до верха пульпоподъёмника, до 3-4 м.
Применение землесосов для подъёма и транспортировки песков на гидроустановках с насосным водоснабжением рентабельно, начиная с напора Н = 6,5 м и расхода Q = 200 л/с (кроме случаев, относящихся к большой каменистости россыпи или очень густой консистенции пульпы).
Объёмный вес гидросмесей (пульп) может быть определен по формуле
У г = [g(y + Yp)]/[g + (1 - с)],
где уг - объёмный вес гидросмеси (пульпы), тс/м ;
g - удельный расход воды, т/м3; у -объёмный вес воды, тс/м3; ур - объёмный вес
шшт
породы в естественном состоянии, тс/м3; с -содержание твёрдого, доли единицы.
Консистенция гидросмесей
Под консистенцией гидросмесей понимают степень насыщенности гидросмеси твёрдым веществом. Выделяют весовую и объемную консистенции. Весовая консистенция представляет собой отношение веса твердого вещества к весу воды (Т:Ж), входящей в состав гидросмеси, или отношение веса твердого вещества к весу объема гидросмеси [3, 4]. Эти отношения находятся в пределах от 1:3 до 1:5. Максимально возможные объёмные консистенции при гидротранспортировании составляют:
- для грубодисперсных суспензий ^ = = 0,1-2 мм) и неоднородных дисперсных систем ^>1,5-2 мм) - S = 0,35;
- для гидросмесей, содержащих кусковой материал, - 8 = 0,2-0,25.
Перед перекачиванием песков в виде пульпы на промывочный прибор их доставляют к зумпфу. В некоторых случаях пески от забоя к зумпфу перемещают самотёком за счёт водного потока и уклона плотика. Чаще приходится для осуществления бесперебойно действующего самотечного транспорта прибегать к подгонке песков струёй, к дополнительному подводу потока безнапорной воды (рис. 2).
Рис. 2. Желоба: а) деревянный; б) с железным каркасом
Безнапорный самотечный транспорт - это
наиболее экономичный и надежный вид транспорта. При этом средняя скорость потока должна быть такой, чтобы обеспечивалось перемещение наиболее крупной фракции породы, а глубина потока должна превышать диаметр наиболее крупных кусков породы в 2-3 раза. Исходные данные для расчёта канав, шлюзов, подшлюзков: производительность русла по пескам (руде) в плотном теле Qp, м3/сут; наибольший диаметр транспортируемого куска dp, мм; удельный вес породы ур, тс/м3; g - удельный расход воды, м3/м3.
1. Определяют критическую скорость Ук потока в русле Ук = К^^ - 1)]0'5, м/с; где К - коэффициент окатанности и формы гальки (при коэффициенте трения гальки о дно русла f = 0,6 для
- при 0,07 Ь 4р Ь 0,15 мм Qг = 0,3КИ2[1 + 3,5(См)
0,3
], м3/с; (И)025], м3/с;
- при 0,15 Ь аср Ь 0,40 мм
Qг = КИ2[0,35 + 2,15(См И2)0,3], м3/с;
- при 0,40 Ь аср Ь 1,5 мм
Qг = КИ2[0,35 + 2,15(СмЬ2)0,3(2,5аср)0'5], м3/с;
- при -1,5
мм
хорошо окатанной гальки К = 2,8; для средне окатанной гальки К = 3,5; для плоской и плохо окатанной гальки К = 4,7); ^ - диаметр гальки, м; ур -удельный вес гальки. По другой методике критическая скорость движения гидросмеси определяется из выражения:
Ук = 3[(Л/§^) + исрСт^^и/Гср)0,4],
где ^-средневзвешенная крупность частиц твердого, м; g-ускорение силы тяжести, м/сек2; Я -гидравлический радиус, м; иср -средневзвешенная гидравлическая крупность частиц, м/с; Ст - содержание твердого по массе в гидросмеси по отношению к массе воды. Если задан расход гидросмеси Qг, то расчёт безнапорного транспорта сводится к определению глубины И, ширины Ь потока и уклона дна 1.
2. Среднюю скорость потока Уср принимают на 15 % больше критической. Допустимая по условиям размыва крупного песка средняя скорость (песок крупностью 0,25-1,0 мм) 0,270,47 м/с. Для песка крупностью 1-5 мм - средняя скорость 0,5-0,65 м/с.
3. Определяют секундный расход размытых песков в русле при 1 - числе часов чистой работы в сутки: Q = Qp(g + 1)/(36001), м/с.
4. Рассчитывают площадь поперечного сечения потока Е = Q/Vcp, м2.
5. Принимают величину угла откоса стенок русла Р (для шлюзов прямоугольной формы р = 90о).
6. Глубину потока И, обеспечивающую наименьший смоченный периметр и наибольшую скорость потока, определяют по формуле
И = ^(Б$т Р)/(2— Со80) , м. С другой стороны, объёмный расход гидросмеси Qг связан с глубиной потока и средневзвешенным диаметром твердого зависимостями:
- при = 0,07 мм Qг = 0,2КИ2[1 + 3,43(СмИ °'75)0'25
Qг = 1,9И2[0,35 + 2,15(См И2)0,3^/^)0,5], м3/с; в этих формулах К = 3-4.
7. Определяют ширину основания русла Ь = 2Ме(р/2), м.
8. Гидравлический радиус Я при наименьшем смоченном периметре Я = И/2, м, а
для обычных условий Я = ЬИ/(Ь + 2И), м.
9. Величину коэффициента Шези С определяют по уравнению Н. Н. Павловского
С = (1/п)Я 1,5 ^, где п - коэффициент шероховатости стенок и дна русла.
10. Определяют необходимый уклон
1 = Уср2/(5 2С2Я), где 5 - коэффициент, учитывающий влияние консистенции гидросмеси: при Т:Ж от 1:10 до 1:30 5 = 0,90-0,98. Уклоны канав для перемещения размытых песков при расходе потока 1-1,2 м3/с составляют 0,15-0,017. В обычных условиях наиболее распространены уклоны канав и шлюзов 0,02-0,03, а при повышенной валунистости или небольших расходах воды он повышается до 0,040,08.
Для транспортировки мелкой глины и ила 1 = 0,008-0,015; глины с песком (15 %) и суглинков 1 = 0,010-0,015; мелкого песка и суглинка с гравием 1 = 0,015 - 0,025; крупного песка 1 = 0,025-0,035; гравия и гальки 1 = 0,0400,070; булыжника 1 = 0,060-0,080.
При перемещении песков наиболее крупные частиц оседают на дно потока, засоряя канаву или желоб, и тем самым осложняют процесс самотёчного транспорта. По данным Г. Н. Роера в табл. 1 приведены средние скорости потока, при которых начинается перемещение зёрен пород с удельным весом, близким к 2,5^3,0. Начальную скорость донного перемещения породы крупностью в пределах 0,1^5 мм М. А. Великанов и Н. М. Бочков определяли уравнением:
У = + 6 ,
где У - начальная скорость влечения, см/с; g = 981 см/с2 - ускорение силы тяжести; d - диаметр зерна, см. Для подсчёта уклона канавы (желоба) для перемещения песка пользуются уравнением Шези с вводом поправочного коэффициента:
1 = Уп2/5 С2Я, где Уп - скорость движения потока песка, м; С -коэффициент Шези; 5 - коэффициент, учитывающий дополнительные потери вследствие большой густоты потока в зависимости от степени разжижения песков; по абсолютной величине всегда меньше единицы. Величина поправочного коэффициента 5 ориентировочно определяется по формуле
5 = (3,25р3
где р - коэффициент разжижения песков (отношение объёма воды к объёму песков в целике); у - коэффициент шероховатости стенок канавы по Базену.
р2)/(3,25р3 + 800у1,4),
В необходимых случаях для обеспечения бесперебойной работы самотечного транспорта применяют желоба из дерева (рис. 2, а) или желоба с металлическим каркасом (рис. 2, б).
Т а б л и ц а 1 Средняя скорость потока, при которой перемещаются зёрна пород достаточной окатаннос ти
Диаметр зёрен, мм Средняя скорость потока, м/с Диаметр зёрен, мм Средняя скорость потока, м/с
0,2 0,19 50 1,2
0,4 0,20 75 1,6
0,6 0,22 100 2,0
1,0 0,25 125 2,2
10,0 0,50 150 2,3
25,0 0,80 175 2,5
При расчёте желобов по ВНИИГ (Всесоюзный научно-исследовательский институт гидротехники им. Б. Е. Веденеева) определяются их размеры и необходимый уклон для движения пульпы с определённой скоростью (табл. 2).
Т а б л и ц а 2 Значение формул ВНИИГ в зависимости от средневзвешенного размера перемещаемых частиц
Средневзвешенный размер Транспортируемых частиц мм Заданный расход пульпы Qп, м 3/с
Для 4р<0,07 Оп = 0,2тИк2[1 + 3,43(сИк°'/5)°'25]
Для 0,07<^.р<0,15 Оп = 0,3тИк2(1 + 3,5с1/3Ик0'25)
Для 0,15<^р<0,4 Оп = тИк2[0,35 + 2,15(сИк2)1/3]
Для 0,4<0ср<1,5 Оп = тИк2[0,35 + 2,15(с-Ик2)1/3х х (аср/0,4)0'5]
Для йср>1,5 Оп = 1,9-Ик2[0,35 + 2,15•(с-Ик2)1'3] х х (аср/1,5)0'5
шшт
эффициент Шези, определяемый по формуле Н.Н. Павловского [1, 2]. Для перемещения крупного материала отбитого от целика или от места размыва к почвенной канаве или песковому желобу используется ударная сила струи гидромонитора и дополнительная вода. Особенно это имеет место при сильной валунистости и малых уклонах плотика, близких к 0,02-0,03. В этих условиях дополнительный расход воды может составить 10-30 м3 воды на 1 м3 песков. В наиболее благоприятных условиях расход воды на подгонку песков в забое составляет примерно 2 м3 на 1 м3 песков.
Т а б л и ц а 3 Уклоны желобов и канав для самотечного
Транспортируемая порода Уклоны
желобов канав
Глинистые пески 0,015-0,025 0,020-0,030
Мелкий песок 0,025-0,030 0,030-0,040
Средний песок 0,030-0,035 0,040-0,050
Крупный песок 0,035-0,050 0,050-0,060
Мелкая галька 0,050-0,100 0,060-0,150
Пульповод, поднимающий пульпу, заканчивается разгрузочным узлом в головке шлюза глубокого наполнения. На рис. 3. представлен вариант соединения пульповода с шлюзом, здесь: 1 -отражатель (стальная бронеплита толщиной 20-25 мм), служащий для изменения направления струи пульпы и предохранения перекрытия шлюза от разрушения камнями; 2 - фланец, под которым укладывают прокладку или используют сальниковую набивку.
Здесь Ик - глубина потока при критической скорости гидротранспорта; т = Ь/Ьк = 3-4; Ь -ширина желоба; с - весовое содержание твёрдого в пульпе, выраженное в процентах к весу воды. Эти формулы получены для относительного удельного веса породы ут = 2,7. При ут меньше или больше 2,7 в эти формулы вводят поправочные коэффициенты р1 и р2, зависящие от dСp. При dсp<1.5 Р1 = (ут - 1)/1,7, при dсp>1,5 мм Р2 = [(ут -1)/1,7]0'5. Ширина желоба определяется из соотношения Ь = тИк, высота желоба -И = Ик + 0,2 - от дна до верха бортов. Площадь живого сечения желоба шк = ЬИк.
Критическая скорость движения пульпы Ук = Qп/Юk.
Уклон желоба 1 = Ук2/С2Яг (табл. 3), где Яг -гидравлический радиус, определяемый в данном случае из выражения: Яг = ЬИк/(Ь + 2Ик); С - ко-
Рис. 3. Вариант соединения пульповода с шлюзом глубокого наполнения
БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК
1. Берт Р.О., Милз К. Технология гравитационного обогащения. М. : Недра, 1990.
2. Прандтль Л. Гидроаэромеханика. Ижевск : НИЦ «Регулярная и хаотическая динамика», 2000.
3. Иванов В.Д., Прокопьев С.А. Винтовые аппараты для обогащения руд и песков в России.- М. : Изд-во «ДАКСИ», 2000.
4. Извлечение мелкого золота из россыпей с использованием центробежных методов обогащения / Маньков В.М., Замятин О.В. и др. // Горный Журнал. 1994. № 1. С. 44-46.
УДК 629.4.015
Новосельцев Виктор Петрович,
к. т. н., доцент, Улан-Удэнский институт железнодорожного транспорта, филиал ИрГУПС,
тел.: 89140593228, e-mail: uuf.vpo@mail.ru Новосельцев Петр Викторович, к. т. н., доцент, Улан-Удэнский институт железнодорожного транспорта, филиал ИрГУПС,
тел.: 89146311915, e-mail: nov-pv@mail.ru Гордеева Анна Александровна, аспирант НОЦ современных технологий, системного анализа и моделирования, Иркутский государственный университет путей сообщения, тел.: 89025638462, e-mail: uufvpo@mail.ru
ИССЛЕДОВАНИЕ НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОГО СОСТОЯНИЯ БЕССТЫКОВОГО РЕЛЬСОВОГО ПУТИ ПОД ДЕЙСТВИЕМ ОСЕВОЙ СИЛЫ
V P. Novoseltsev, P. V Novoseltsev, A. A. Gordeeva
THE STUDY OF STRAIN-DEFORMATION STATE OF CONTINUOUS WELDED RAILS UNDER THE EFFECT OF THE AXIAL FORCE
Аннотация. В процессе эксплуатации бесстыкового рельсового пути напряжение в рельсах существенно изменяется при: колебаниях температуры; действии продольных сил, возникающих при прохождении подвижного состава и накапливающегося при этом угона рельсового пути. Эти растягивающие или сжимающие напряжения неравномерно распределяются по длине пути и в некоторых местах могут достигнуть предельно значения.
В связи с этим необходимо разрабатывать способ и устройство для контроля величины этих напряжений.
Авторы разработали и запатентовали устройство, при помощи которого можно нагружать рельс продольной силой Р и измерять перемещение точки приложения этой силы 8. Эксперименты показывают, что при больших смещениях полученная зависимость P = f(S) нелинейна, но при малых смещениях деформация рельсового пути будет упругой и линейной. Продольная жесткость рельсового пути Ср равна отношению продольной силы и деформации. Представлены результаты экспериментального определения продольной жесткости бесстыкового рельсового пути.
На основе энергетического анализа деформации бесстыкового рельсового пути найдена формула изменения потенциальной энергии упругой деформации. Определена формула для расчета температурных напряжений рельсового пути. В статье на основе законов механики определяются основные параметры, характеризующие техническое состояние бесстыкового пути: сопротивление сдвигу рельсов; фактическое напряжение в рельсах на данном участке пути. Эти результаты могут быть использованы для принятия практических мер при эксплуатации бесстыкового пути. Авторы при исследовании напряженно-деформированного состояния бесстыкового рельсового пути использовали предложенное ими понятие «зона влияния осевой силы» и установили, что длина этой зоны зависит от силы сопротивления сдвигу рельсов, то есть от технического состояния пути.
Ключевые слова: сопротивление сдвигу рельса, зона влияния осевой силы, продольная деформация, напряжение от действия температуры.
Abstract. In the operation of continuous welded rail, rails strain varies significantly with: variations in temperature; longitudinal forces arising during the passage of train and accumulated shift of the rail track. These tensile or compressive strains are unevenly distributed along the length of the rail, and, in some places, can achieve maximum value.
In connection with this there is need to develop a method and an apparatus for controlling the magnitude of these strains. The authors have developed and patented a device with which it's possible to load a rail with axial force P and m easure displacement of the point in the place of application of this force 8. Experiments show that the dependence at large displacements is non-linear, but at small displacements rail deformation will be elastic and linear. Axial stiffness of the rail is the ratio of the longitudinal force to move. The results of experimental determination of the longitudinal stiffness of continuous welded rail are presented. Based on energy analysis of deformation of continuous welded railway pack, formula of changes the potential energy of elastic deformation has been found. A formula for calculating temperature strain of the rails has been defined. The article, based on the laws of mechanics, determines the basic parameters characterizing the technical condition of the continuous welded rail: shearing resistance of the rails; actual rails strain on a given section of the continuous welded rail.
These results can be used for practical measures during operation of continuous welded rail. In the study of strain-deformation state of continuous welded rails the authors have proposed and used the notion of a "zone of axial force influence", and have found that the length of the zone depends on the strength of sharing resistance of the rail that is on the technical condition of rail.
Keywords: shearing resistance of the rail, zone of influence of the axial force, longitudinal deformation, strain from the effect of temperature.
Введение рованного состояния бесстыкового рельсового пу-
В работах В. И. Новаковича [6], Т. Г. Яко- ти, разработаны практические рекомендации по влевой [1], А. Я. Когана [7] широко представлены его эксплуатации. результаты исследований напряженно-деформи-
