Особенности эрлифтного подъема при освоении подводных континентальных, шельфовых и глубоководных месторождений Текст научной статьи по специальности «Механика и машиностроение»

© В.П. Дробаденко, Н.Г. Малухин, А.М. Лев, С.В. Тимошенко, А.Л. Вильмис, 2011

УДК 622.23.05

B.П. Дробаденко, Н.Г. Малухин, А.М. Лев,

C.В. Тимошенко, А.Л. Вильмис

ОСОБЕННОСТИ ЭРЛИФТНОГО ПОДЪЕМА ПРИ ОСВОЕНИИ ПОДВОДНЫХ КОНТИНЕНТАЛЬНЫХ, ШЕЛЬФОВЫХ И ГЛУБОКОВОДНЫХ МЕСТОРОЖДЕНИЙ

До настоящего времени большинство эрлифтных установок эксплуатировалось в подземных условиях с относительно малым коэффициентом погружения (например, на угольных шахтах). Поэтому, существующие методики адаптированы к таким условиям и их применение для расчета морских эрлифтов приводит к ошибкам. Предложена новая базовая физико-аналитическая модель эрлифтирования при освоении морских месторождений.

Ключевые слова: эрлифтная установка, коэффициент погружения, морской эрлифт, физико-аналитическая модель.

Эрлифтный подъём является одним из основных технологических процессов при скважинной гидродобыче, разработке шельфовых и глубоководных месторождений [1]. Технология и технические средства эрлифтного подъёма оказывают определяющее влияние на тип добычного комплекса, режима его работы, производительность, глубину разработки, крупность перемещаемых кусков твердого, а также, непосредственно на экономическую возможность разработки сложно-структурных месторождений.

Эрлифтная схема подъёма заключается в подъёме на поверхность твердого полезного ископаемого (с возможным включением негабаритных валунов диаметром 500-600 мм) в двух (вода-твердое) и трехфазном потоке (воздух -вода - твердое). При этом сжатый воздух может подаваться в подъёмный трубопровод эрлифта в любом месте по его высоте. В следствии уменьшения плотности трёхфазной смеси (вода - воздух -

твердое) - после смесителя по сравнению с двухфазной смесью - до смесителя, под действием высокого внешнего давления, в плоскости всасывания возникает градиент давления, который создает транспортирующие скорости потока гидросмеси по всей длине подъёмного трубопровода эрлифта.

Рассматривая расходно-напор-ную характеристику эрлифта (рис. 1), следует заметить, что его работа начинается не в момент подачи воздуха в смеситель, а с некоторого начального расхода - барбо-тажного. Непосредственно, характеристика эрлифта представляет собой перевернутые неравнобокие параболы для каждого конкретного значения относительного коэффициента погружения смесителя эрлифта. Касательная к кривой характеристики эрлифта (проведенная из начала координат), определяет режим его работы с максимальным КПД.

Поскольку эффективность работы эрлифта определяется значением удельного расхода воздуха

22

20

18

16

14

12

10

О, м3/ч Н = V 0 = 0 1,2 м ,07 м

/' А Г~ 0=0,

/' / 78

¡/' /' / / / А

і / г X ^ /'

// У" / / / Л > 0=0,6 2

V /- > ^ 7 / / / /' /К

1/1// І/у /* ./' ■/- : а= 0,4 7

' [/ / у Ра&о /ЗРН Щ// Щ''' /', / \ /у-П 1 1

К'' 1

// //

,/* /' ;Й>> 0=0,1 56

г ¥ ^ / 1/ 1 1 Уг. IV 3/мин

0,5

1,5

2,5

3,5

Рис. 1. Расходно-напорная характеристика эрлифта (с рабочей зоной)

G =

_ч

Ож

(1)

то это искомое значение всегда будет больше как до точки касания касательной, так и после.

Таким образом, на всем геометрическом месте точек характеристики эрлифта имеет место только одна точка касания, при которой эксплуатация эр-лифтного подъема происходит в режиме максимального кпд (минимального удельного расхода воздуха) (рис. 1).

Горизонтальная касательная к кривой характеристики эрлифта в точке касания определяет режим работы эрлифта с максимальной производительностью для данной кривой.

Соединение точек максимальной производительности для различных кривых расходно-напорной характеристики (при переменном коэффициенте погружения системы эрлифта) ограничивает работу эрлифта в режиме максимальной производительности (при конкретном диаметре подъемного трубопровода В).

Совмещение точек работы эрлифта с максимальным кпд ограничивает эксплуатацию эрлифта в оптимальном режиме.

Ограничение линиями работы эрлифта с максимальным кпд и максимальной производительностью определяет рабочую зону эксплуатации эрлифта для всей совокупности коэффициентов погружения смесителя эрлифта (рис. 1).

Впервые аналитическую связь режимов работы эрлифта с максимальной производительностью и максимальным кпд выявил ученый нефтяник А.П. Крылов [2] в виде простого соотношения, но действительного для реальных условий работы газлифта при нефтедобыче (коэффициент погружения смесителя соответствует а < 0,2), что отсутствует в эр-лифтных гидротехнологиях при освоении континентальных и шельфовых месторождений.

ОоР> = (1 — а) О

(2)

О , = О 0,7.3/іп1

^орі ^тах ’ ЛГ •

а

(3)

В гидрогеологии и бурении [3,4] эрлифты рассчитываются, как правило, по формуле энергетического баланса, где энергию, затраченную на сжатие воздуха, приравнивают к энергии, необходимой для водоподъема.

Ц з =■

°ж^ род

чгРа ід

h +10 10

(4)

где цэ - кпд эрлифтного подъема; ^, h -соответственно, высота переподъема и глубина погружения смесителя, м; Ра -атмосферное давление, Па; р0 - плот/ з I / о I Ь + 10 ность воды, кг/м ; VгHa 1д——-------энер-

гия, необходимая для сжатия воздуха, Дж; ®жЬоРод - энергия, необходимая для подъема жидкости на высоту hо над уровнем окружающей жидкости, Дж.

Суреньяни Я.С. [3], разделив обе части выражения (4) на величину производительности эрлифта, получил формулу удельного расхода воздуха, т.е. количество воздуха, необходимого для

, 3

подъема 1 м воды.

q =

к.

ц 10 ід

h +10 10

(5)

н

В обозначении автора (а1 = ),

выражение (5) имеет вид

где Qopt и Qmc,x -соответственно, производительность эрлифта при эксплуатации его в режиме максимального кпд и максимальной производительности,

м3/с.

Основываясь на широком экспериментальном материале, наиболее точно описывает искомую функцию следующая зависимость (для а = 0,1^0,98)

q =

к

Цз 10 ід

Ко (а1 — а) + 10

(6)

10

Так как максимальный кпд эрлифта определен для каждой рабочей характеристики (как указывалось ранее единственной точкой) с определенным коэффициентом погружения смесителя и диаметром подъемной трубы, общий подход в решении вопроса подъема жидкости эрлифтом приводит к результатам, значительно отличающихся от данных практики (на порядок и выше) и не может удовлетворять требованиям технологии освоения континентальных и шельфовых месторождений.

Настоящую (хотя и приближенную) теорию эрлифтного подъема еще в 50-х годах прошлого столетия предложил Гейер В.Г. [5], а его сотрудники в последующие годы (до настоящего времени) [6] её усовершенствовали только внешне

коэффициентами коррекции, но основные базовые концепции остаются теми же, что и были предложены Гейером В.Г.

Школа проектирования эрлифтов для гидрошахт имеет большую историю, как в развитии научного направления (совершенствованием теории эрлифтного подъема по методике Гей-ера В.Г. занимались 41 аспирант и в последующем кандидат технических наук) и практики (на основании этой методики разработаны многочисленные рекомендации по использованию эрлифтов по очистке от угля шахтных водосборных емкостей).

Например, на шахте «Красноармейская» (Донецкий бассейн) был спроектирован эрлифт для подъема угля [5] с производительностью по твердому 0т = 700 т/ч при длине подъемной трубы h = 320 м и ее диаметре D = 840 мм.

Шахта «им. 50-летия СССР» при глубине 718 м имеет эрлифтный подъем с производительностью 400 т/ч и диаметром подъёмной трубы D= 502 мм.

Исходя из этого, требуется отдельное рассмотрение данной научной школы с целью возможного её использования в области проектирования эр-лифтных систем при освоении подводных континентальных шельфовых и глубоководных месторождений.

Используя достаточно упрощенную структуру уравнения баланса градиента давления в плоскости всасывания эрлифта и с учетом только потерь давления на трение по длине его подъемного трубопровода, можно получить выражение производительности эрлифта при работе на воде

Qж =

(і + qcp )- I

8 VXH

а d2.5.(7)

і + qcp

Это выражение идентично уравнению Гейера В.Г., установленному в

начале 50-х годов и используемому для проектирования эрлифтного подъема на гидрошахтах [6] и подъема воды по гидрогеологическим скважинам [7, 8] до настоящего времени и имеющему следующий вид вид

Qж = 3.46

h V

(і+qcp)-а

XH

D

(8)

і + qcp

Таким образом, коэффициент 3,46 в

реальности равен

g л2 8

= 3.48

(9)

где h, Н - соответственно, глубина погружения смесителя и полная длина подъемного трубопровода эрлифта, м; X - коэффициент гидравлических сопротивлений; D - диаметр подъемного трубопровода эрлифта, м; цср - удельный средний расход воздуха, приведенный к среднему давлению по длине подъемного трубопровода.

qcp = q-

P

Р+

pgh ’ 2

(10)

ц - удельный среднии расход воздуха, приведенный к атмосферному давлению Ра согласно рекомендациям Гейера В.Г.

qcp = 6Oe

(її)

Заметим, что совмещая выражения (11) и (8), в частности числитель

(1 + qср)_ 1, имеем отрицательную

а

итоговую величину при а > 0,42. Т.е. выражение (8) можно использовать при проектировании шахтных эрлифтов при небольших величинах относительно коэффициента погружения смесителя (а < 0,4), чего нет в условиях освоения подводных континентальных, шельфовых и глубоководных месторождений.

Имеются рекомендации по проектированию глубины эрлифтных устано-

9.2

вок [7, с. 17-23] для величин относительного коэффициента погружения смесителя а = 0,8^0,98. Расчетное выражение идентично уравнению (8)

Qж = KqD25,

где К - коэффициент подачи

(12)

K = O.78^

q+| і -

і

а

і + q

(13)

Поскольку а = 0,8 0,98 ~ 1,0, вы-

ражение (13) примет вид

K = f (а°.5 ) и Qж = f (а°.5 ).

(14)

Но практически все исследователи эрлифтного подъема [9] показывают, что производительность эрлифта по воде находится в степенной зависимости от относительного коэффициента погружения смесителя с показателем степени n=1+1,6 [9,10,11]

Qж = f (а^6 ) .

(15)

Гидродинамические и качественные характеристики перемещения многофазных потоков внутри гидродобычного агрегата (как при гидроэлеваторной, так и, особенно, при эрлифтной схемах подъема) и на выходе из него принципиально различны, как различен и энергетический баланс, оценивающийся по этим характеристикам. Вместе с тем, основные энергетические показатели перемещаемой гидросмеси (потери напора от трения, от поддержания твердого во взвеси, местные) оцениваются по расходным параметрам потока на выходе из гидродобычного агрегата, а не по истинным в его проточной части (пульповоде) по всей высоте эксплуатационной скважины. Такая проблема признана многими исследователями, но либо не рассматривается совсем [12, 13, 14], либо чрезвычайно упрощена [15]

или предполагает только начальные положения [16, 17, 18].

Следовательно, освоение подводных континентальных, шельфовых и глубоководных месторождений (где в значительной степени возрастут потери напора на трение), содержащие крупногалечные включения, а также полезные ископаемые с большой объёмной массой (где определяющая роль будет представлена потерями на поддержание твердого во взвеси) требует оценки энергетического баланса гидроподъёма на основе штатной гидродинамической ситуации по пульповоду, а не по расходным показателям на выходе.

Принимая уровень размещения смесителя (место ввода воздуха) как границу раздела транспортируемых фаз несжимаемой гидросмеси в линии всасывания ниже смесителя (двухфазного потока: вода-твердое) и сжимаемой среды в линии нагнетания выше смесителя (трехфазной смеси: воздух-вода-

твердое), установим уравнение баланса давлений в смесителе в динамике развития процесса эрлифтирования.

Вес элементарного объёма трехфазной смеси (ш йХ) состоит из:

- веса газа

dGa =(ödx S )u pag ;

веса твердого тела

(16)

dGm =radxS )u (і - S )upmg ; (17)

- веса жидкости

dGx =»dx {і -[(SH )u ] (і - Se)u

+S)u] }Pжg.

(18)

где ю - площадь поперечного сечения эрлифтного трубопровода, м2; dx - элементарная (единичная) высота подъема,

м; (SH )и ,(SH )и ,(SÍ )и - соответ-

ственно, истинное содержание в трехфазном вертикальном потоке смеси вы-

+

ше смесителя газа, твердого и жидкости;

Рг , Рте , Рж - соответственно плотности газа, твердого и жидкости, кг/м3.

Истинное содержание составляющих трехфазную смесь (выше смесителя):

- истинное содержание газа

(5«) =-------------------------.

Кг)и 1,2УеМ + От + Ож + О/

(19)

истинное содержание твердого

1

Л

(^Т) и -1 (п п л .. *

\ (ОЖ + От ) - исШ) (20)

*(1 - (52н )и);

- истинное содержание жидкости

^ )и - 1 -|>Т )и + (^ )и ] , (21)

где Уг(х) - текущий расход газа, м3/с; От,, Ож, 0г - соответственно, производительность эрлифта по твердому, жидкости (воде) и расход обтекающего воздушный пузырь потока из-за негерме-

тичности пузыря, Ог - О.Эбд/дОю , м3/с; ист - гидравлическая крупность твердого в стесненных условиях, м/с

В конечном итоге, уравнение баланса давлений при эрлифтном подъеме соответствует равенству наружного давления в плоскости всасывания и суммарному давлению столба двухфазной (до смесителя) и трехфазной смеси (после смесителя)

(22)

где Рес - потери давления двухфазного потока в линии всасывания, Па:

Рес =( Кт + Ьех + Ьпод )рпд ,

(23)

1

Рн - | — (Ст + Сз + Сж )ро»&Х , (24)

•’а

о

Рнап - наружное давление у плоскости всасывания, Па:

Рнап = Рат +(+ Ьес ) Рп д

(25)

где Рат - атмосферное давление, Па; рп -плотность гидросмеси, кг/м3.

Используя выражение (22), (23), (24) и (25) после некоторых алгебраических преобразований, получим базовую фи-зико-аналити-ческую модель процесса эрлифтирования твердого при освоении подводных континентальных, шель-фовых и глубоководных месторождений [19]

Н =

hu\N + Рж

Ьн Рп

1 — BN ід\1 + Ье

Ьее +\ 1 +К^ + ^

1

N (1 +1,2В)

и2

2 д

( О2 ^ 2 "

^см 1,14 + 2

2 дй ю

V

(26)

1 + BN ід I 1 +

1

N (0,05я +1,2В)

где 1п Асм - соответственно, коэффициенты гидравлического сопротивления двухфазного потока в линии всасывания и трехфазного в линии нагнетания

Р

N - ат

рПдЬн ’

в =

Рп - давление трехфазного потока в линии нагнетания (с учетом выражений (16), (17), (18), (19), (20), (21)):

1>2 (Ож + Опв ) + Ог

+

+

X

X

Уг - расход воздуха, необходимого для работы эрлифта с заданными рабочими параметрами, м3/с; Uес - скорость двухфазной смеси в линии всасывания hес, м/с; ho - высота подъема над статическим уровнем жидкости, м.

Сравнительная оценка опытноаналитических показателей процесса эр-лифтирования (табл. 1) с опытными данными зарубежных исследователей

[19], показала их удовлетворительную сходимость.

Кроме того, при проектировании эрлифтного гидроподъема (особенно глубоководного), необходимо учитывать динамическое давление в эрлифте, которое меньше пускового на величину суммарных потерь напора в линии всасывания

бР -ргдбх,

(28)

рд -родК - Р,с.

(27)

где рг - текущая плотность сжатого воздуха, кг/м3

Р

рг =

RTg

(29)

или с учетом выражения (28), имеем Р

бР ------бх (30)

после разделения переменных

сР -Р ~ Г1Т ’

(31)

где R - универсальная газовая постоянная ^=29,3); Т - абсолютная температура (Т=290°)

После интегрирования обоих частей уравнения (31), получим

При глубине подъема 4000- 5000 м, динамическое давление может быть меньше пускового на 25^30 ат, что значительно снижает энергоемкость процесса эрлифтирования и не учитывать это нельзя.

Существенное снижение давления на компрессоре возможно при его сжатии на глубине ввода воздуха в смеситель.

Приращение давления столба воздуха при его сжатии на элементарном (единичном) участке равно

К

или

Р —

1пР - ект Р

(32)

Пример: если глубина погружения смесителя h = 700 м, то давление на компрессоре можно уменьшить в 1,09 раз, т.е. до 6,4 МПа вместо 7,0 МПа.

Сравнительная оценка опытных и расчетных показателей эрлифтного подъема

Транспортируемый материал Геометрические параметры Расходные параметры (м3/с '10-3)

Йвс, м К, м ho, м Опытные Расчетные

Qтв V- Qтв, V-

гравий рт — 2675 кг/м3 dт — 5 10-3 м Д — 0,3 м 290 152 7,7 2,57 262 2,605 273

197 246 6,8 9,34 510 9,9 540

341 104 6,3 5,27 544 5,3 549

101 222 6,9 7,11 629 8,01 642

песок рт — 2610 кг/м3 dт — 6 10-4 м 1,97 45 7,4 7,5 481 8,1 519

4,9 46 6,4 5,53 252 5,97 272

101 48 8,4 11,28 355 11,7 369

лигниты рт — 1143 кг/м3 dт — 5 10-2 м 341 103 7,0 20,1 713 20,9 743

290 153 6,8 25,4 691 27,4 746

197 245 7,4 15,7 505 16,6 535

Р_

Р

= Є-

700

29,3 • 290

= 1,09.

(33)

Если глубина погружения смесителя соответствует h — 3000 м, то

Р_

Р^

= е-

3000

29,3 • 290

= 1,42

(34)

пусковое давление на компрессоре можно уменьшить в 1,42 раза.

Таким образом, проектирование эр-лифтного подъема при освоении под-

водных континентальных, шельфовых и глубоководных месторождений необходимо проводить по базовой физикоаналитической формуле (26) с учетом истинной гидродинамической ситуации по всей проточной части подъемного трубопровода эрлифта с учетом динамического давления в смесителе и увеличения плотности воздуха за счет его сжатия.

СПИСОК ЛИТЕРА ТУРЫ

1. Дробаденко В.П.; Малухин Н.Г. Освоение подводных континентальных, шельфовых и глубоководных месторождений М., 2008. — с. 271.

2. Крылов А.П., Муравьв И.М. Эксплуатация нефтяных месторождений. М., Гостоп-издат, 1949, с. 336.

3. Суреньянц М.С. Водосливные установки. М.: Недра, 1967. — с. 183.

4. Гаджимян Р.А., Калинин А.Г., Сердюк Н.И. Расчеты в бурении. М.: РГГРУ, 2007.

— с 665.

5. Гейер В.С. Эрлифтные установки. Донецк, 1982. — с. 47.

6. Кзыряцкий Л.И. Гидроподъем полезных ископаемых. М.: Недра, 1995. — с. 187.

7. Алексеев В.В., Сердюк Н.И. Рациональный выбор средств подъема воды (раство-

ра) по гидрогеологическим скважинам, М.: МГТУ, 2005. — с. 214.

8. Алексеев В.В. Рациональный выбор водоподъемных средств для подъема воды по гидрогеологическим скважинам. М., 2002. Вып. 4, АОЗТ, «Геоинформмак». — с. 43.

9. Малухин Н.Г. Развитие теории, методов расчета скважинной гидротехнологии и их реализация при разработке полезных ископаемых. Дисс. на соискание ученой степени докт. технических наук, 1992.

10. Логвинов И.Г. Математическое описание безразмерных характеристик эрлифтов. II Всесоюзная конференция «Механизация сыпучих материалов» МВ ССО СССР, ОТИП, 1971, с. 21 —27.

11. Белов Б.А. Методика инженерного расчета эрлифтных установок (снарядов). Рига, 1925. — с. 21.

12. Нурок Г.А. Процессы и технология гидромеханизации открытых горных работ. М.: Недра, 1973. - с. 549.

13. Смолдырее А.Е. Исследование и метод расчета рудничного трубопроводного транспорта. Диссертация на соискание ученой степени докт. техн. наук. М.: 1961. - с. 269.

14. Смолдырее А.Е. Об относительной скорости движения твердых частиц в потоке жидкости. Известия АН СССР, серия геофиз, 1959, №2. - с. 1876-1880.

15. Смолдырее А.Е. Трубопроводный транспорт. М.: Недра, 1980. - с. 223.

16. Силин Н.А. Коберник С.Г. Режимы работы крупных землесосных снарядов. АН УССР, 1962. - с. 184.

17. Харин А.И. Разработка грунтов плавучими землесосными снарядами. М.: Стройи-здат, 1966. - с. 236

18. Юрин А.П. Гидромеханизация. М., Стройиздат, 1974. - с. 223.

19. Dedegil J., Weber М. New exparimantal results regading extreme operation conditions in air libting and principle and it is applicatility to deep-sea mining. Aydrotransport 5, Snt.symp. 1978. -p. 21-31. Ш

— Коротко об авторах

Дробаденко В.П. - доктор технических наук, профессор, заведующий кафедрой геотехнологии и комплексного освоения месторождений полезных ископаемых Малухин Н.Г. - доктор технических наук, профессор кафедры геотехнологии и комплексного освоения месторождений полезных ископаемых (ФТРиР)

Лев А.М., Тимошенко С.В., Вильмис А.Л. -

Российский государственный геологоразведочный университет им. Серго Орджоникидзе, office @msgpa.edu. ru

----------------------------------------------------------------------- РУКОПИСИ,

ДЕПОНИРОВАННЫЕ В ИЗДАТЕЛЬСТВЕ МОСКОВСКОГО ГОСУДАРСТВЕННОГО ГОРНОГО УНИВЕРСИТЕТА

Мельник В.В., д.т.н., профессор кафедры ПРПМ,

Сяитов Р.И., аспирант кафедры ПРПМ,

Бондаренко А.М., аспирант кафедры ПРПМ,

Московский государственный горный университет

Разработка методики определения производительности разрушения угольного массива скваженными гидромониторными агрегатами (791/03-11 от 02.11.2010) 8 с.

Разработана методика определения производительности разрушения угольного массива скважинными гидромониторными агрегатами на основе анализа взаимодействия зависимостей и факторов, определяющих производительность.

Ключевые слова: Производительность разрушения, угольный массив, скважинные гидромониторные агрегаты.

Melnik V. V, Sjaitov R.I, Bondarenko A.M. WORKING OUT OF A TECHNIQUE OF DEFINITION OF PRODUCTIVITY OF DESTRUCTION OF A COAL FILE CHINKIT HYDROMONITOR UNITS

In article scientific working out of a technique of definition of productivity of destruction of a coalfile chinkit by hydromonitor units on the basis of the analysis of interaction ofdependences and the factors defining productivity is given.

Key words: Productivity of destruction, a coalfile, chinkit hydromonitor units..