автореферат диссертации по транспортному, горному и строительному машиностроению, 05.05.06, диссертация на тему:Разработка новых конструкций и методов расчета гидроаэротранспортных установок для горного производства

^ А

^ Министерство топлива и энергетики Российский Федерации

^ '*> Российская Академия наук

„Ло _Институт горного дела им. А.А.Скочиискот____

' V "

91а правах рукописи

Александр Петрович КОРШУНОВ

РАЗРАБОТКА НОВЫХ КОНСТРУКЦИЙ И МЕТОДОВ РАСЧЕТА ГИДРОАЭГОТРАНСПОРТНЫХ УСТАНОВОК ДОЯ ГОРНОГО ПРОИЗВОДСТВА

Специальность 05.05.06 - "Горные магавяы"

Автореферат диссертации на сойс&акне ученой степени доктора технических паук

Москва 1997

Работа выполнена в ордена Октябрьской Революции и ордена Трудового Красного Знамени Институте горного дела им.Л.Л.Скочннского и ПромНИ Инроекте.

Официальные оппоненты: проф., докт. техн.наук Г.П.Герасименко, проф., докт.техн.наук Л.Н.Кашпар, проф., локт.техн.наук Н.Г.Малухик.

Ведущая организация - ВНИПИпромтехнолопш.

Защита диссертации состоится г.

в 10 ч. на заседании специалнзированного'совета Д.135.05.02 Институт горного дела имАЛСкочинского.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке института. Огоыаы в двух экземплярах просим направить 7ГО адресу: 140004, г.Любериы Московской обл., ИГД имААСкочинского.

Автореферат разослан '¿Же/'/¿г''-У/ у 1997 г.

Ученый секретарь специализированного совета

проф., докт.техи.наук И.Г.Ишук

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность работы. Со времени применения в России первых центробежных вентиляторов и насосов (Л.А.Саблуков) и эрлифтной установки (В.Г.Шухов) горная механика в нашей стране получила значительное развитие. В горной промышленности в последние десятилетия в расчеты, конструирование гидроаэротранспортных установок и соответствующего оборудования внесли значительный вклад A.B. Докукин, A.C. Ильичев, Л.О. Спнваковскнй, В.И. Геронтьев, А.Е. Омол-дырев, В.Ж. Арене, Г.П. Никонов, В.Г. Генер, B.C. Пак, В.В. Пак, Ф.С. Клебанов, В.В. Т^айнис, Н.Г. Логвинов, А.Н. Заря, В.И. IY>y6a, B.C. Костанда, Г.М. "Вшошенко, А.Д. Игнатьев, А.Я. Рогов, И.А. Кузьмич, Ю.Д. Красников, И.Г. Ищук, JI.H. Кашпар, Н.Г. Картавый, Н.Г. Ма-лухин, Г.Т1. Герасименко, Д.П. Лобанов, В.В. Добровольский, A.A. Кулешов, B.C. Маховиков, В.И. Ковалевская, В.Н. Покровская, С.О. Сла-вутский, В.Ф. Хныкин, В.А. Татьков, Ю.В. Бубис, 1Г.Н. Еезуглов.

В современных условиях эксплуатация землесосных, вентиляторных н гидрозакладочпых установок связана с перерасходом энергии, воды и людских ресурсов. Для более эффективной эксплуатации установок и с целью достижения минимальной аварийности при их работе требуется научное обоснование режимов работы и метода расчета оптимальной производительности установок.

Для применения эрлнфтных установок при добыче стратегических элементов из полостей, образованных камуфяетными спецвзрывамн, следует разработать соответствующий метод расчета.

Все более актуальной становится задача создания эффективного средства для подъема со дна океана конкреций с таким процентным содержанием кобальта, марганца, никеля и железа, которое не встречается ни в одном континентальном месторождении.

Наконец, в ряд актуальных необходимо было включить и задачу повышения эффективности' и разработки новых конструкций аэромн-KpoycTaHODOK, сочетающихся со шлемами для защиты органов дыхания рабочих от вредностей в производственной атмосфере и относящихся к средствам индивидуальной вентиляции. ТЧким образом, опре-

делилась следующая проблема, решению которой посвящена настоящая диссертационная работа: повышение эффективности гидроаэротранс-портных установок на основе оптимизации режимов работы и новых способов их применения.

Цель работы. Разработка методов расчета, новых конструкций и способов применения гидроаэротранслортных установок для повышения их эффективности в горном производстве.

Идея работы. Повышение эффективности гидроаэротранспорт-ных установок достигается на основе широкомасштабных экспериментальных исследований, включая исследования искусственных вихрей, а также на выполнении аналитических исследований с применением для всех установок уравнении Бернулли л Дарси-Вейсбаха. При этом из основных параметров (напора, давления, производительности по твердому компоненту, расхода и плотности транспортируемой среды) особое винманнс уделяется плотности.

Научная ноппэна работы заключается:

в установлении зависимости изменения производительности землесосной установки от расхода гидросмеси;

в научном обосновании высокопроизводительного режима работы и в создании единого метода расчета экстремального значения производительности по твердому компоненту для землесосной, гидроэакла-дочиой установки и океанского гидроподъемника, защищенного авторским свидетельством;

в разработке метода расчета эрлифтной установки для специфических условий:

в изучении искусственного вихря применительно к вентиляционным установкам вспомогательного проветривания, на основе чего предложен ряд новых способов их применения, защищенных семью авторскими свидетельствами, а также в разработке метода расчета вихре-образуюшего устройства;

в разработке научно-технической основы для создания новых конструкций мнкровентиляционных установок, сочетающихся со шлемами для защиты органов дыхания рабочих от вредностей в производственной атмосфере, защищенных тремя патентами и тремя авторскими свидетельствами.

Обоснозаипость и достоверность научных положении, выводов и рекомендаций. Научные положения, разработки, выводы, рекомендации, сформулированные в диссертации, обоснованы удо-

влетворитедыюй сходимостью результатов теоретических н экспериментальных исследований, проведенных в лабораторных и производственных условиях. В натурных и производственных условиях ис-пытывалнсь с участием автора пять землесосов под руководством проф.,докт.техн.наук А.Е.Смолдырепа, внедрен на промплощадке А-1 гидропнематнческий комплекс, включавший две эрлифтные установки; в шахтных условиях испытывались вентиляционные и микровентиляционные установки.

Научное значение работы заключается:

в определении зависимости изменения производительности по твердому компоненту от расхода гидросмеси для гидротранспортных установок;

в определении зависимости производительности расположенного в затопленной рассолом скважине эрлифтного снаряда от удельного расхода воздуха, геометрических параметров и коэффициентов потерь на трение и ускорение потока гидроаэросмеси;

в обосновании способов повышения эффективности вентиляционных установок местного проветривания с помощью искусственных вихрей на беструбном участке между забоем и псасом, при этом напорно-расходные и геометрические параметры пихреобразующего устройства определяются на основе уравнений Бернулли и Дарси-Вейсбаха и геометрической прогрессии;

в разработке научно-технической основы для создания новых конструкций микроустановок системы индивидуальной вентиляции. Практическое значение работы заключается: в использовании при разработке и внедрении гидропневматического комплекса с двумя эрлифтами на промплощадке А-1 при добыче стратегического сырья из полости, изготовленной спецвзрывом, расчетных и конструкторских предложений соискателя;

в разработке новой конструкции океанского гидроподъемника, новых схем вентиляционных установок и способов их применения на основе воздушного вихря, реализованных ПО "Кривбассруда", НГДУ "Арланнефть", ПГО "Ппшозем", трестом "Макеевшахтострой";

в разработке новых конструкций ыикровеитиляциолных установох, сочетающихся со шлемами для защиты органов дыхания рабочих от вредностей в производственной атмосфере и в использовании результатов разработки ВНИИГД, ВНИИ-1, МПО "Каучук", Балашейским ГОКом.

Реализация результатов работы.

Результаты проведенных с участием автора испытаний землесосов использованы в ЦНИИС и в тресте "Т^ансгидромеханизация". На тех же предприятиях использованы расчетные зависимости и рекомендации по режимам работы землесосных установок и оптимальному применению вакуумметрического и манометрического датчиков на авто-матиэ1грованных земснарядах, а также результаты тарировки радиоактивных плотномеров ЛФТИ-1, ЛФТИ-2, ПЖР-120 и испытаний их на земснарядах.

Расчетные и конструкторские разработки использованы при успешном внедрении с участием автора гидропнсвматического комплекса с прдифтными установками на промплощадке А-1.

Способ проветривания тупиковой выработки (а.с.589422) использован в ПО "Кривбассруда".

Вентиляционный трубопровод (а.с. 505815) использован на предприятиях ПО "Глинозем" и НГДУ "Арланефть"; микровентиляционные установки использованы во ШШИГД и ВНИИ-1, на заводе АО "Одиссей РТИ-2" и Балашейском ГОКе.

Апробация работы. Результаты исследований были доложены ИГД им.А.А.С'кочинского, ВНИПИпромтсхнологии, ЦНИИС, представлены в Академии горных наук, в Московской геологоразведочной академии, в Московском государственном горном университете, в Университете Дружбы народов им.П.Лумумбы; расчет эрлнфтной установки был представлен в Донецком политехническом институте.

Публикации. По теме диссертации опубликовано 43 работы, в том числе одна монография, разделы в нескольких книгах, а также 15 авторских свидетельств, из которых 4 патента.

Объем работы. Диссертационная работа состоит из введения, 4 разделов и заключения, изложенных на 237 страницах машинописного текста, и содержит 84 рисунка, 25 таблиц, список использованной литературы из 142 названий па 14 страницах и 16 приложений на 25 страницах.

Научные положения, представленные к защите:

1. Определена по единому методу зависимость изменения производительности по твердому компоненту от расхода гидросмеси гндро-транспортцой установки трех типов - землесосной, гцдроэакладочной -и океанского гидроподъемника. Для этих установок вскрыта взаимосвязь между тремя параметрами: расходом и плотностью гидросмеси

и производительностью установки по твердому компоненту. Получены аналитические значения расхода гидросмеси и ее плотности, обеспечивающие экстремальную величину производительности установки в турбулентном режиме течения без слоя заиления в трубопроводе для грубодисперсных и без проявления структурных свойств для тонкодисперсных гидросмесей..

2. Аналитическая зависимость производительности эрлифтного, снабженного вихревой насадкой снаряда (предназначенного для подъема измельченного материала со дна образованной спецвзрывом полости через заполненную рассолом скважину) от удельного расхода воздуха определена для широкого диапазона коэффициента относительного погружения - на основе уравнений Бернулли и Дарси-Вейсбаха и интегрирования потерь давления на трение и противодавления, которое оказывает столб смеси в подъемной трубе. При этом учитываются потери давления на ускорение потока гндроаэросмеси.

3. Повышение эффективности работы вентиляционной установки обеспечивается с помощью искусственного вихря. В результате длина зоны всасывания на продольной оси увеличивается в 5-10 раз при расходе воздуха на вихреобразовацие порядка 10% от расхода основного вентиляционного потока. При этом напорно-расходные и геометрические параметры воэдухозакручивающего устройства рассчитываются по разработанному методу с применением геометрической прогрессии, знаменателем которой является элементарный расход воздуха.

4. Установка, сочетающаяся со шлемом для защиты органов дыхания рабочего, рассматривается в качестве индивидуальной мнкровентиля-торной установки со специфической нагнетательной линией; при этом повышение эффективности установки достигается посредством разработанной научно-технической основы в виде следующих устройств:

выравнивающего в предлицевом пространстве давление, колебание которого обусловлено синусоидой дыхания человека;

усиливающего эффект Коанда и предотвращающего запотевание внутренней поверхности смотрового экрана;

фильтра многоразового использования;

регенерирующего устройства, позволяющего экстренно переходить с фильтрующего режима на изолирующий;

вихревой трубки Ранка, кондиционирующей по температуре воздух в предлнцевом пространстве.

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

1. МЕТОД РАСЧЕТА ГИДРОТРАНСПОРТНЫХ УСТАНОВОК

На основе известных формул потерь напора при движении гидросмесей в горизонтальных и вертикальных трубах и характеристик землесосов на гидросмесях, а также на основе использования уравнений Бернулли и Дарсн-Вейсбаха определяется зависимость максимально возможной (для данной установки и для данного транспортируемого материала) плотности гидросмеси р от се расхода СНаходим производительность установки по твердому которая является произведением расхода гидросмеси С? на объемную концентрацию гидросмеси. Это произведение содержим вышенайденную максимально возможную для каждого расхода плотность гидросмеси. Далее находим производную расхода твердого материала С}т по расходу гидросмеси (?, приравниваем {1С?Т/(1С} нулю и определяем расход гидросмеси, соответствующий максимально возможной для данной установки производительности по твердому. Таким образом, определяются зависимости р = и С}т — ЛЯ) »1 следовательно, взаимосвязь между тремя параметрами: плотностью, расходом гидросмеси и производительностью установки по твердому компонент}'.

Например, расчет всасывающей способности землесосной установки в случае вертикальной всасывающей трубы производим по данному методу:

Ьар0д + Ньрпд = (Ы + Нг)рд 4- Нлрд + Нтрд,

где Нц, IIг - геометрическая высота подпора и гидроподъема соответственно; Я„ — Не— Л„ — Кз<22 - максимально возможная вакуумметри-ческал высота всасывання; Не, Нл - напоры, соответствующие барометрическому давлению и дазлению водяных паров; Кз - коэффициент потерь напора в землесосе; - плотность воды и гидросмеси соответственно; р/ръ — р/ - относительная плотность; Нт - потерн напора на изменение скорости потока я на его трение; д - ускорение свободного падения.

Поскольку Нс1 — Ллр'О? п #т = Птр'^Я2 , то после сокращений и пре-

образований получим значение относительной плотности гидросмеси:

IIа - ОД3 Р Яе+^+ЯгЛ)«?3' где Я„ = Л о + Щ - Нп; Нс = Я0 + Яг.

Местными потерями пренебрегаем:

. Л дпЮ*' т 91га£>5' где Д^, - коэффициенты потерь на ускорение потока и трение соответственно; Л - длина вертикальной трубы; А - коэффициент потерь на трение; Г> - диаметр трубопровода.

Расчет транспортирующей способности землесосной установки в случае вертикального трубопровода и напорной характеристики, приближающейся к параболе, при тех же допущениях аналогичен расчету всасывающей способности:

ъЕ+п _ Л'з<?5 = НГР> + ЛТЯГР'<?2, ¿А)

где Ь - ордината напорной характеристики землесоса на воде при (} — 0.

Следовательно, максимально возможную для данной установки плотность гидросмеси можно рассчитать по уравнению

Р Нг-1 + ПтНгЯг

Оговоримся, что в вышеприведенных рассуждениях нами принята формула С.Г.Коберника для пересчета землесоса с воды на гидросмесь как наиболее простая и удовлетворительно подтверждающая результаты исследований А.Н.Зари и Хуан Цзя-Цзэна и наши испытаний землесосов.

Формула С.Г.Коберника имеет вид

Я = 0, Цр' - 1)Яо,

где Я, Щ - напор землесоса на гидросмеси и воде соответственно.

Для пересчета характерйстики трубопровода с поды на гидросмесь для вертикального трубопровода с восходящим потоком принята в первом приближении следующая формула:

/ = /„— = V,

Ро

где I, /о - гидравлические уклоны для гидросмеси и воды соответственно.

Для горизонтального трубопровода и вертикального трубопровода с нисходящим потоком справедлива формула Смолдырева-Коржаева:

I = 1ц + к(р' — 1), где к - экспериментальный коэффициент. Производительность установки по твердому

РТ~Й)

где рт - плотность твердого материала, равная 2650 кг/м3 для нерудных материалов и 1400-1600 кг/м3 для угля; ро=ЮОО кг/м3. Поэтому Яг = 0,6(р' — 1 )Я - для нерудных материалов. Подставляя значение получим выражения: всасывающая способность установки по твердому

транспортирующая способность установки по твердому

Даяее находим первую производную от функции сК^т/сК,Значение ¿Ят1Щ приравниваем нулю и определяем значение ф, при котором Ят - максимальная величина.

Подстяпляем последнее значение Я в формулу Яг = /(Я)* находим максимальную производительность установки по твердому.

Ниже приводится изложение метода расчета применительно к различным гидространспортиым установкам.

Расчет всасывающей способности землесосной установки

В графоаналитическом варианте расчет можно представить в следующем виде:

я. = Пб - Пп - \Я) = м; НЛ = Щр'д- [(?] - мъ/с;

¿р 1

Н? = Яткр'С}2 - для вертикальной трубы; Нт — Ят^Я1 + — к1 - для горизонтальной трубы; Нт — ЛтК)2 + к1р// — к1г -)- Ду2 - для трубы с горизонтальным и вертикальным участками, где /- длина горизонтальной трубы, длииа горизонтального участка.

Учитывая изложенное, можно записать:

где Р1, Р2 - фокальные параметры расчетных парабол, м [<3)--м. При этом для трубы:

вертикальной Я0 = о + Не - Яя; Яс = Яо -4- Яр; горизонтальной Я0 = Ло'+ Я5— Яя + £/; Нс — До + Яг + М; с горизонтальным и вертикальным участками

На = /10 + я5 - Яя + Мг; Не = '10 + яг + к/г.

Поскольку производительность по твердому С)г — ро == 1 ,

то

п - 1

где р'т - относительная плотность твердого материала.

Расход, соответствующий экстремальному значению (11(2г/11(}=()), определяется из биквадратного уравнения

И— + лМ?" (ВД - я?) « о.

4 \P1P2 Р1> \2 р1 рг 2рг) у "

Откуда •

1Ш+1-

В_

2 Л' .

где А, В - постоянные коэффициенты при С)* п С}"1 соответственно; С -свободное слагаемое в уравнении.

Из приведенного расчета также следует, что плотность гидросмеси для каждого значения ее расхода в диапазоне рабочего режима участка эксплуатационной характеристики установки может быть определена графически как отношение ординат, соответствующих числителю и знаменателю формулы р1 = {((}).

Расчет транспортирующей способности землесосной установки

Аппроксимируя рабочие.участки напорных характеристик землесо-соп прямыми линиями (это можно допустить, например, для землесосов 12Р-7, 20Р-11, ЗГМ-1, 500-60, 8НЗ, 10НЗУ, 12НЗУ, 10УВТ, 1000-80), из совместного рассмотрений характеристик трубопроводов н землесосов, получаем следующие уравнения для транспортирующей способности землесосных установок по плотности гидросмеси, перемещаемой без заиления в трубопроводе: горизонтальном

ЯГЬ<?' + + Нг>' -1)Ь- Ь^ = 0,

¿ро

откуда

вертикальном

| + кЬ - сд - ПгЬЯ1

ЛГЯГ-^Ч сЯ + Нр— - Ъ= 0; Ро Ро ¿Ро

откуда

Р Яг - | + ИтНгЯ7' с горизонтальным и вертикальным участками

(6/2 Ь кЬ) - Ду/,^ - с<?

Р ~ {Н,-Ь/2 + *:£) + Лгяг<?2'

где 6 - отрезок, отсекаемый на оси ординат при продолжении прямолинейного участка характеристики землесоса, м вод.ст.; с - коэффициент наклона прямолинейного участка характеристики землесоса, с/м5 (если Я и С? зыр.икать графически в единицах длины, то с есть тангенс угла наклона отрезка характеристики землесоса к оси абсциссы ф); Ь - общая длина горизонтального трубопровода, м.

Производительность установки по твердому компоненту

. . рг~ Ро Рт~}

Подставив значение (! и прираняв производную ¿Ят/^Я нулю, можно найти значение расхода гидросмеси ф, при котором обеспечивается максимальная производительность Ят установки. Например, при

горизонтальном трубопроводе

<? =

-2с + у'Ас1 + \2ЯТЬЬ 611ТЬ

При нахождении зависимости р = /(¿?) можно пользоваться графически аналогично тому, как это делается при расчете всасывающей способности установки.

Расчет .гидрозакладочной установки с естественным напором

При расчете используем уравнения Бернулли и Дарси-Вейсбаха. Потерями местными и на ускорение потока пренебрегаем, за линию отсчета принимаем нижний подземный уровень.

Обозначим высоту става через Я, длину нижнего горизонтального участка - /, суммарную длину трубопровода - через Ь = II + 1.

где Ра - атмосферное давление, Рт - потери давления на трение для потока гидросмеси равные

Тогда

о

= 0 + Р„ + -у- + Рг,

Рт = (1о + Цр' - 1))Ь</А>.

где 10 - гидравлический уклон для потока воды. После сокращений получаем

р'Н = ЯгЬ<Эг + кЬр' - кЬ

или

, кЬ-ЯтЬЯ7

р= и-н ;

ЗПтЬС}2 = Я или 3ЯтЯ1 =

На исходного уравнения при р = рц = 1 следует Лдра = ЯтЬд^дро.

О гкуда _

Яо

Л

Я

КхЪ

Сравнивая дпе формулы для определения Я и Я01 получим, что расход гидросмеси, соответствующий максимальной производительности по твердому, составляет 0,58 от расхода гидросмеси, развиваемого установкой на воде, £2—0,58(30.

Результат расчета установки представлен на рис.1.

Расчет транспортирующей способности океанского гидроподъемника

Схема гидроподъемника аналогична схеме эрлифта, отличающаяся тем, что вместо сжатого воздуха в смеситель нагнетается легкая жидкость с плотностью меньше 1,02.

Рассматриваем сначала установку с расположением смесителя вблизи дна. Глубину океана принимаем равной 500011!, плотности воды, керосина и конкреций - соответственно 1,02; 0,8; 2,65: Диаметр гидроподъемной трубы 0,5 м. Потерями местными н на ускорение потока пренебрегаем. Не принимаем во внимание также (в связи с большой глубиной океана) превышение нзлива над уровнем океана. Аналогично вышеприведенному приему, с учетом уравнения Бернулли, составляем исходное уравнение

НргЗ = Прд + НрдПтО1]

где - относительное значение плотности смеси из конкреций, морской воды и керосина; // - глубина погружения смесителя в океан; А=0,01 дня трубы диаметром 0,5 м; Я - расход смеси из конкреции морской воды (Зо и керосина Як'

Я^Ят + Яа + Я*\

о \

Производительность по твердому определится по формуле (численно):

где р'ж - относительная плотность смеси из керосина и воды.

Задаемся соотношениями керосина к морской воде (}к\ Яй—^О- 2,0. Плотность смеси из двух жидких компонентов определится по формуле

Например, при применении керосина получим значения рж—0,91; 0,873 соответственно Як-Яо = 1,0 и 2,0.

При заданных значениях Як'-Яо рассчитаем по формуле значения Яг и построим графики Ят = /(Я)-

Соответствующие графики Яг = /((}) представлены на рис.2. Максимальные значения.(Эг определяются с помощью дифференцирования зависимости Ят = /(<?).

Приравнивая значение производной нулю, после преобразований получим для Як'Яо — 1 биквадратное уравнение

Его решение дает <3=1)12 м3/с.

Это значение соответствует расходу трехкомпонентной гидросмеси, при которой обеспечивается максимальная производительность океанского гидроподъемника по твердому компоненту (см.рис.2). При этом плотность трехкомпонентной смеси составит ^ — 0,985.

На основе второго соотношения Як'-Яо—^ после выполнения аналогичных математических операций получим ф=1,3 м'/с и /У=0,97.

Реологические исследования по определению граничных значений плотности гидросмесей тонкодисперсных материалов, обусловливающей структурные свойства транспортируемых дисперсных сред

Выше мы касались области применения разработанного здесь единого метода расчета гидротранспортных установок применительно к гидросмесям грубодиснсрсных материалов. С целью установления

2,65-/Уж

Р =

РкЯк + Л)<?о _ Ръ^+М Як + Я о ¿+1

0,00047С?4 + 0,049<?г - 0,061 = 0.

0.мУ* /

во

АО

К

1,0

-

/ л »

/ / / /. / / <...... .,., \ ч

0,05

0,10

0,15 (?,А<3/с

Рис.1. График юияскмосш относительной ллояюот* гидросмеси (1) к производительности по твердому (2) для гидроэакладочной устанолки при сяедуюши* параметр«: ¿>«,175 м; №-"200 м; /= 800 м; /=0,013; Лт-=7,3; ЛГ=0,54

0Г1м*/с 0,100

0,075

0,050

0,025

О

0,90 0,65

•ч Ч| Л

* ✓ У ----

/ л ✓ / \ 3 /

/ \

О 0,5 1.0 <5 2,0 2,5 а.м^с

Рис.2. График антскмости опюопелыкЛ плотности пшросхкси (1) и произаоаителыюста по твердому (2,3) окегнехого тлропояимннкя от расхода гидросмеси прк различных отношениях керосина и морской вили:

максимальных граничных значений плотности гидросмеси при турбулентном режиме течения без структурных образований были выполнены вискозиметрические исследования гидросмесей тонкодпсперсных материалов обогатительных фабрик (криворожской железной руды, а также ннкелевого и медного концентратов и отвальных хвостов Норильской обогатительной фабрики). При исследованиях был применен также специальный стенд с измерительной трубкой.

Исследования дали возможность сделать вывод, что если гидросмеси грубодисперсных материалов можно перекачивать в турбулентном режиме при плотностях 1,4, 1,5 н 1,6, то гидросмеси тонкодпсперсных материалов при данных плотностях проявляют вязкопластичные свойства. Это необходимо учитывать нрн применении сгустителей гидросмеси.

Расчеты по гидротранспортированию тонкодпсперсных материалов в режиме вязконластичного течения выполняются по соответствующим методикам, разработанным исследователями в данной области.

Расчет производительности екпажиниого эрлифтп

Применительно к добыче стратегических элементов с помощью ги-дропневматнческого комплекса, который содержал два екпажниных эрлифта, мы не могли воспользоваться известными формулами для расчета производительности этих установок по следующим причинам: одни исследователи'предложили методы расчета для екпажнп с коэффициентом погружения до 0,2 или до 0,5. другие - плотность смеси в подъемной трубе принимали средней по высоте, третьи - произподилп расчет на основании КПД подъемника пли коэффициента производительности, значения которых даны в ограниченном диапазоне, четвертые - не учитывали ограничения в масштабе модели.

В результате использование известных методов расчета приводило к бо.тыним расхождениям, что было недопустимо прп внедрения гнлропневматнческого комплекса на промплощадкг: А-1 (работы выполнялись прп участии автора под общим руководством к.т.н. В.Д.Лярнонова). Поэтому исследования эрлифтного снаряда выполнялись поэтапно : 1) на модели в масштабе M — 1:100, одновременно отрабатывалась вихревая насадка для размыва и всасывания грунта; 2) яп модели масштаба ¡VI — 1:10; 3) на промплощадке с промышленными

эрлифтным снарядом и эрлифтом.

В результате рассмотрения различных методик расчета эрлифта и учета специфических условий применения его исходим из следующих предпосылок.

Расчет эрлифта производим на основе уравнений Бернулли и Дарси-Вейсбаха. Плотность транспортируемой смеси считаем переменной от форсунки до излива. Переменными на указанном участке гндроподъ-емной трубы принимаем и потери на трение потока о стенку трубы. Закон изменения давления по высоте трубы принимаем линейным. Весом воздуха и местными сопротивлениями, а также скольжением воздуха относительно рассола пренебрегаем. Потери на ускорение потока учитываем.

Итак, в качестве исходной формулы для расчета максимальной производительности эрлифта принимаем следующее выражение:

1=Я4//Г 1=Н+НГ

Ядро - / дрг<1г + I ПтдргСЦйх + ЯлдрЯ"1, о о

где Я - глубина погружения форсунки, м; рц- плотность рассола, кг/м3;р - плотность гидросмеси на нзлнве, кг/м3; Нр - высота от уровня рассола до излива, м; рг - плотность гндроаэросмеси на любой высоте подъемной трубы выше форсунки до излива, кг/м3; г - текущая ордината высоты от форсунки, м; Яг - расход гндроаэросмеси в любом сечении трубы, м3/с;

Я, = Я + Яы;Р = яр0

Я + Яь'

Я - расход гндроаэросмеси на излнве, м3/с, равный

<Э = <?0 + <?6,

где Яо> Яь . Яьг • расходы гидросмеси на изливе, воздуха на излнве и воздуха в любом сечении подъемной трубы соответственно, м3/с;

л - Я1фРф _ Яо

где - расход воздуха у форсунки, м3/с; Рф - абсолютное давление у форсунки, Па;

V - Н + 10 10 '

Ю

Р, - абсолютное давление и любом сечении подъемной трубы, Па

Рг = = II4-Яг*'

где Ло = —^^(Н -(-10) = м ;а - относительное погружение; 10 -атмосферное давление, м вод.ст.; Р„ - атмосферное даапение, Па.

Обозначив удельный расход воздуха С}ь/С}п через д, а верхний предел интегрирования через II + Яг, определим величину противодавления, которое оказывает столб смеси в подъемной трубе:

/«* - /, I '""'■ - »{" +~»г - •

0 г/Л0) \ * ¿в + ЯГв/

При этом потерн давления на трение составят

} ПтР..9Я\Аг = Лгл^ |я + Яг + .

Слагаемое, определяющее потерн давления на ускорение смеси, следующее:

ЪроЯ7 = П*Р9( 1-М)<&

После преобразований, сокращений и замены натурального логарифма десятичным получим следующую формулу для определения производительности эрлифта:

а 23д1д(Н/Щ1 + д) + 1)-аНг ЛТ(Я+ 23д!д(Н/10 + 1)) 4 + д)~

Подставив в формулу значения исходных данных и задавшись рядом значений q , вычислим соответствующие величины фо и построим график (рис.3).

На графике пндим хорошее совпадение результатов расчета по разработанному автором методу с результатами промышленного эксперимента. Исходные данные: Я=132 м, Яг=20 м,а—0,87, длина хвостовика Лг=30 м, £7=0,1, А=0,04.

На графике рис.3 представлена также зависимость С? ~ /(д) н для мавдго эрлифта (11=45 м, Яг=20 м, £>= 0,1; >-0,04, Лг яз 0, а=0,69).

Учет сопротивлений в хвостовике достигается, если к последнему слагаемому п знаменателе формулы прибавим потерн напора на трение в хвостовике,т.е. указанное слагаемое напишем в следующем виде:

а(Ла + ЯгЛ1)( \ + ч).

а,м3/ч

80 во ьо 20

0 2 4 б в 10 12 (¡,м3/м*

Рис.3. График зависимости производительности эрлифт»ого снаряда (1) и малого эрлифта (2) от удельного расхода воздуха

К Па к,

800 -160 600 -120 Ш - 80 200 - 40

о о в, ' Ц г» зг е,см

О ¥1 80 120 160 1,сн

Рис.4. Г рвфик,п окачивающий степень разряжения воздуха ■ "призабойном" пространстве: I - в поперечном сечении; 2 - на продольной оси (см. вспомогательные координаты)

и засче! 1рОИЗЕ ии э( ЮДСТЕ спер! 1ен-мент

¿3 2 —О \

\ Г * Г

1

Па

I

/ >

г / 3

_0. >о=о=а 7

2. ПОВЫШЕНИЕ ВСАСЫВАЮЩЕЙ СПОСОБНОСТИ ВЕНТИЛЯЦИОННЫХ УСТАНОВОК ВСПОМОГАТЕЛЬНОГО ПРОВЕТРИВАНИЯ, РАСШИРЕНИЕ ОБЛАСТИ ПРИМЕНЕНИЯ . ВОЗДУШНОГО ВИХРЯ

Экспериментальные исследования воздушного вихря были проведены на моделях тупиковой выработки с различными коэффициентами масштабности.

Малые прозрачные модели тупиковых выработок были выполнены в виде труб длиной 1,5-2 м круглого (диаметром 100 мм), квадратного (со стороной 200 мм) и сегментного (с максимальным размером 100 мм) сечений. Диаметр всасывающего трубопровода был равен 25 мм, расстояние между его торцом и забоем составляло 300-600 мм. Вспомогательная трубка диаметром 12,5 мм и длиной 0,5 м, имеющая 20 боковых отверстий каждое диаметром 3 мм, располагалась на "почве" выработки. Расход воздуха, поступающего из боковых отверстий, составлял 8-15% общего вентиляционного потока. В модели выработки воздух перемещался со скоростт.ю 0,7 м/с, во всасывающем трубопроводе - со скоростью 10 м/с. Вредные примеси имитировались дымом, который подводился через.отверстия в "забое". Воздух отсасывался пылесосом (Q — 5-6 дм3/с), а нагнетался через боковые отверстия вспомогательной трубки с помощью воздуходувки (</=1,0 дм3/с) или настольного компрессора (q=0,5 дм3/с). Кроме дыма, применялась пыль.

При описанных условиях наблюдался устойчивый вихрь, и вредная примесь (дым или пыль)-перемешалась, концентрируясь вблизи продольной оси пыработки. Диаметр потока примеси приблизительно равнялся диаметру всасывающего отверстия. При отклонении всасывающего отверстия от продольной оси на 1/3 максимального размера поперечного сечения модели выработки вихревой поток искривлялся и в некоторых случаях исчезал. После отключения дополнительных струек воздуха вихрь нарушался и дым заполнял псе поперечное сечение трубы.

Основная модель выработки (коэффициент масштабности 1:5) -арочного сечения, высотой 550 мм и максимальной шириной 700 мм, длина модели 3 м. Диаметр всасывающего трубопровода 110 мм, нагнетательной трубки - 17, 32 и 110 мм. В ходе экспериментов использовались следующие приборы: трубка Пито-Прандтля, микроманометр,

щуп диаметром 3 мм, шаровой зонд, анемометр, секундомер.

Было измерено разрежение в поперечном сечении модели выработки, а также в зоне ядра вихря (рис.4).

11а рис.4 видно резкое увеличение разрежения на участке, соответствующем расположению всасывающего отверстия. Как показано на графике рис.4, зона всасвания простирается до "забоя" выработки, причем значения максимального разрежения, измеренного в поперечном сечении выработки, и разрежения вблизи ее продольной оси близки между собой.

Проверена также устойчивость вихря при различных положениях всасывающего трубопровода диаметром 110 мм и вспомогательной нагнетательной трубки диаметром 17, 32 и 110 мм с боковыми отверстиями диаметром от 10 до 22 мм. Расход воздуха на образование вихревого потока регулировался и составлял 3, 5, 7, 10, 30, 33, 70% по отношению к расходу отсасываемого воздуха. При всех значениях расхода воздуха в модели наблюдался пихрь с концентрацией дыма вблизи продольной оси выработки. Вихрь не исчезал, если торец всасывающего трубопровода располагался от забоя на расстоянии 5Z), где D -максимальный размер поперечного сечения выработки; в ряде случаев он исчезал, если торец отклонялся на 1/3D от середины поперечного сечения выработки.

Предложенный способ проветривания на основе вихря проверен в шахтных условиях в тупиковой выработке с арочным поперечным сечением площадью 10 мг. Вентилятор типа СВМ-6, нагнетавший воздух в гибкий всасывающий трубопровод диаметром 600 мм, располагался на расстоянии 13 м от забоя, вблизи середины поперечного сечения выработки. Нагнетательный трубопровод диаметром 400 мм с отверстиями диаметром 40 мм и интервалами между ними 150 мм размещался на призабойном участке длиной 10-13 м. Расход вохдуха на создание вихревого потока составлял 18% общего вентиляционного потока. Для визуализации последнего применялась пыль, В результате наблюдалось увеличение длины зоны всасывания, оттеснение пыли к средней части выработки. Бремя выветривания пыли из призабойного пространства составляло приблизительно 2 мин.

Таким образом, эксперименты показали целесообразность применения способа проветривания подготовительных выработок арочного сечения с использованием вихревого потока воздуха. Создание вихревого потока воздуха в прнзабонНом пространстве выработки позволяет увс-

личить отставание всасывающего трубопровода от забоя.

При осуществлении вихревого способа проветривания приэабойного пространства подготовительной выработки предусмотрен трубопровод с боковыми отверстиями или насадками, позволяющий воспроизводить вихрь. При этом оптимальным является распределение воздуха при постоянной скорости истечения его из насадок, что предотвращает излишнее взметывание пыли и удлиняет зону всасывания. Приняв квадратичную зависимость напора от расхода воздуха, можно для любого поперечного сечения трубопровода по отверстиям написать следующее равенство:

ШрдЯЬх + Ялглг(<?,-1 - Я,)2 = -

где Ям — , ф - эмпирический коэфициент, - расходы воз-

духа в трубопроводе перед отверстием и после него соответственно; « - номер отверстия.'

Преобразуем исходную формулу, разделив каждый 'йен равенства па <3( и обозначив <3._1/£?< = х, Пт1+П.и—П,1 = а, 2Ям = 6, Пм+П^ — с, получим ах2 — Ьх + с = 0.

Решив это уравнение и приняв во внимание обозначения, получим

х =-л—ПГ^—>

о - 1 + Ф

Легко доказать, что для данного участка трубопровода не только $¡-1 = х: но и д,-_ 1 = х, где <;,•_! ид- расходы воздуха через предыдущее и последующее отверстия соответственно, / - расстояние между отверстиями, число которых принимаем равным п.

Расход воздуха в трубопроводе на участке N1 = С?/гП"', так как последовательность величины есть геометрическая прогрессия.

Напор, необходимый для преодоления сопротивления трения в трубопроводе от первого до последнего отверстия, определится в виде

Яг = ЙТ10\ Е(1/х)2 = Д^И^^П.

1 х' — I

Иж как последовательность д,- есть геометрическая прогрессия, то напор, затрачиваемый на преодоление всех местных сопротивлений, составит

Нм ~ (1-1/ж-)(1 + 1/х)-

' Динамический напор равняется

нл = ад2 - = ад2(1 - (1/х"-1)2).

Местными сопротивлениями нередко пренебрегают, тогда с учетом упрощений'

Лг1. 2 =

1 - 1 ¡х1

Подставив в- последнее выражение значения 11т и Ял, получим 1-откуда х =

Площади соседних боковых отверстии соотносятся в виде

Ъ Я,

Диаметр первого отверстия определяется из соотношения

1Г<1\ 91 = <3(1 - 1/х) 4 ~ V ~~ V

где скорость истечения воздуха V через боковые отверстия принимают по технологическим соображениям.

Приведенный метод расчета проверен на модели. На основе использования результатов экспериментального исследования воздушного вихря были разработаны три новых способа применения вентиляционных установок и четыре устройства по ним, защищенных авторскими свидетельствами.

3. АЭРОТРАНСПОРТНЫЕ МИКРОУСТАНОВКИ ДЛЯ ИНДИВИДУАЛЬНОГО ВОЗДУХООБЕСПЕЧЕНИЯ

Актуальной задачей является разработка новых конструкций аэро-микроустановок, сочетающихся со шлемами для защиты органов дыхания рабочих от вредностей в производственной атмосфере, научное обоснование аэродинамических и геометрических параметров этих установок. Решение данной'эадачи сопровождалось изготовлением экспериментальных и опытных образцов, испытанием их в лабораторных и производственных условиях. Отрабатывались устройства с микровентиляторами, расположенными на каске в затылочной части и на

поясе. Фильтр располагался под каской или на поясе в одном блоке с микровентилятором. Наряду с этим разрабатывались и нспытыва-лись в производственных условиях устройства без микровентиляторов, со шлангами для присоединения к пневмосети или к вентиляционному трубопроводу. В случае присоединения к пневмосети применялся редуктор, понижающий давление с 0,4 МПа до 40 Па. Для выравнивания синусоиды Дыхания и, следовательно, выравнивания давления в предли-цевом пространстве было разработано и изготовлено новое устройство п испытано в лабораторных условиях. Результаты испытаний представлены на рнс.5. Как видим на графике, стабилизирующее устройство частично (на 30%) выравнивает синусоиду дыхания, что позволяет при

Гис.5. Грзфно^хоряктгриэукплие расколи возлуха через вогтухоетотусюгое

отверстие в экране шлема: а - синусоида дыхания; ч - расход мэдуха из сети; с - результирующая от сложения расходов втатуха о и в; (1 - то же для шлема со стабилизатором давления

одном и том же уровне безопасности работ увеличить срок защитного действия устройства от одной зарядки аккумулятора и срок действия фильтра до регенерации. Для предотвращения запотевания экрана разработана специальная шторка, расположенная у носа н рта. Требование удобной регенерации фильтра на рабочем месте удовлетворяется с помощью принципиально новой конструкции фильтра, оснопап-

4

<1

2

ной на применении двух взаимно контактируемых поверхностей с ворсом. Конструкция устройства с надперекисью калня позволяет обеспечить возможность переключения микровентиляционной установки с фильтрующего режима на изолирующий. Компактная трубка Ранка-Хилша способна изменить температуру воздуха, нагнетаемого через нее в предлицевбе пространство.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

В диссертационной работе на основе выполненных аналитических, экспериментальных и производственных исследований решена научно-техническая проблема, имеющая важное народнохозяйственное значение.

Приведенные исследования позволяют сделать следующие выводы:

1. Применение к системе "землесос-трубопроводы" энергетического уравнения с учетом эксплуатационных характеристик, полученных при испытаниях землесосов, и аппроксимация этих характеристик параболами или прямыми линиями позволили вскрыть взаимозависимость между плотностью гидросмеси р, производительностью по твердому Яг и расходом Я транспортируемой в турбулентном режиме и без заиления трубопроводов гидросмеси грубодисперсных материалов. Диф-ференциированне функции ¿Ят/^Я — /(Я) дало возможность аналитически определить экстремальное значение Ят и соответствующие значения р и Я Для землесосной установки. При этом на основе выполненных автором реологических исследований установлена область применения разработанного метода расчета установки и для гидросмесей тонкоднсперсных материалов.

2. Разработанный метод расчета распространяется на гидрозакладочную установку и океанский гидроподъемник с использованием жидкости, плотность которой меньше 1,02; при этом вместо напора землесоса принимается естественный напор, обусловленный в первом случае столбом гидросмеси в стояке, а во втором - глубиной от уровня океана до смесителя.

3. На основе энергетического уравнения и интегрирования гидростатического давления столба гндроаэросмеси и потерь напора при

движении последней в вертикальном трубопроводе выведена аналитическая зависимость производительности эрлифта от удельного расхода воздуха н геометрических и гидравлических параметров для высоких значений коэффициента погружений подъемника, примененного в затопленной рассолом скважине при добыче стратегических элементов.

4. Экспериментальные исследования искусственных ннзконапорных воздушных вихрей и измерения давлений в зависимости от координат в сечениях вихрей позволили установить влияние последних на зону всасывания вентиляционной установки н формировать на значительном расстоянии беструбное (в ядре вихря) транспортирование тонкодисперсных частиц; при этом зона всасывания вдоль продольной оси увеличивается в 5-10 раз в сравнении с безвихревой отсасывающей вентиляцией. При этом разработан новый метод расчета напорно-расходных и геометрических параметров воздухоэакручива-ющего устройства, формирующего вихрь.

5. Экспериментальные исследования микровентиляторнон установки, сочетающейся со шлемом для защиты органов дыхания от вредной производственной атмосферы, измерения аэродинамических и электрических параметров, испытания в заводских и рудничных условиях позволили разработать новые конструкции элементов нагнетательной линии установки:

стабилизировать' давление в предлицевом пространстве, сгладить синусоиду дыхания, удлинить срок службы фильтра без регенерации п аккумулятора до следующей зарядки;

предотвратить запотевание смотрового экрана;

на основе эффекта Ранка осуществить подогрев или охлаждение воздуха в предлицевом пространстве;

обеспечить экстренный перевод установки с фильтрующего режима на изолирующий;

обеспечить многократное использование фильтра с возможностью простой регенерации его на рабочем месте.

Основные положения диссертации опубликованы в следующих работах:

1. Булдаксп И.И.', Коршунов Л.П. и др. Сонершснстпопанне рудничного гидравлического транспорта. - М. : ЦИТИ угля, 1960.

2. Смолдырев А.Е., Хуан Цэя-Цззн, Коршунов Л.П. Некоторые вопросы гидравлического транспорта угля и горных пород /Труды 1-й Всесоюзной научно-технической конференции по гидродобыче угля. -

М. : Углетехиэдат, 1959.

3. Коршунов А.П. Расчет транспортирующей способности гидротранспортной установки. - Горный журнал. - 1963. - N10.

4. Коршунов А.П. Расчет всасывающей способности гидравлической транспортной установки //Научные сообщения ИГД АН СССР, N5. -М.: Госгортехшдат, 1960.

5. Коршунов А.П., Кузьмич И.А., Погорелова P.A. Гидромонитор /A.c. СССР 825927. - 1981. - Бюлл. N16.

6. Добровольский В.В., Коршунов А.П. Транспортирующая способность и поддержание режима работы гидрозакладочной установки //В сб.: Гидравлическая добыча угля, вып.13. - М.: ЦНИЭИуголь, 1964.

7. Смолдырев А.Е., Коршунов А.П. О гидравлических системах для добычи минерального сырья со дна озер и морей //Физико-технические проблемы разработки полезных ископаемых, N4. - Новосибирск: РИО СО АН СССР, 1965.

8. Смолдырев А.Е., Коршунов А.П. Гидравлический транспорт руд, концентратов. - Горный журнал. - 1964. - N12.

9. Коршунов А.П. Реологические свойства тонкодисперсных гидросмесей руд //В сб.: Научные сообщения ИГД им.А.А.Скочинского, вып.ХХ. - М.: Госгортехиздат, 1963.

10. Коршунов А.П. Физико-механические свойства некоторых руд, концентратов, хвостов //Научные сообщения ИГД им.А.А.Скочинского, вып.ХХШ. - М. : Недра, 196,1.

11. Коршунов А.П. Определение наивыгоднейшего режима гидро-траиспортной установки при эксплуатации трубопровода без заиления //В сб.: Новое на объектах и предприятиях гидромеханизации, ч.2. -М.: ГПИ " Просктгидромехаинзация", 1964.

12. Коршунов А.П. К вопросу определения режима работы гидротранспортной установки //В сб.: Научные сообщения ИГД им.А.А.Скочинского, вып.22. - М.: Недра, 19С6.

13. Коршунов А.П. О надежности систем гидротранспорта мелких сыпучих материалов набольшие расстояния //В сб.: "Гидромеханизаторы делятся опытом", ч.2. - М., ВНПНЭСХ, 1965.

14. Коршунов А.П. Гидротранспорт мелконзмельченного угля на большие расстояния и обеспечение его надежности //В сб.: Гидравлическая добыча угля, N1. - М.: Недра, 1966.

15. Коршунов А.П. Практическое применение кинематических пара-

метров гидротранспортных установок //В сб.: Гидравлическая добыча угля, вып.18. - М.: Недра, 1964.

16. Коршунов А.П. К вопросу напорного гидротранспорта тонкоиз-меченного угля. - Уголь. - 1965. - N8.

17. Коршунов А.П., Смолдыреп А.Б. Способы регулирования и элементы автоматизации гидротранспортных установок. - В кн.: Гидравлический и пневматический транспорт на горных предприятиях. - М.: Госгортехиздат, 1962.

18. Коршунов А.П. Замедление потока пульпы для частичной промывки трубопроводов //В сб.: Вопросы совершенствования гидромеханизации горных и строительных работ. - М.: Проектгндромеханиза-ция, 1969.

19. Коршунов А,П. Оборудование гидромеханизации для горного дела и строительства. - М.:- Недра, 1992.

20. Коршунов А.П. Определение производительности водоподъемного эрлифта // В сб.: Научгтьге сообщения, вып. 134: Совершенствование добычи угля гидравлическим способом. - М.: ИГД пм.А.А.Скочинского, 1975.

21. Коршунов А.П., Ларионов В.Д., Мейрамгульянц Н.У. Экспериментальные исследования наконечников для эрлифтного подъемника.. -ГМП. - 1969. - N7.

22. Докукин A.B., Коршунов А.П., Смолдырев А.Е., Лобанов Д.П. Способ гндроподъемз несвязного минерального сырья со дна океана и морей /A.c. СССР N253725. - Бюлл. N3, 1970.

23. Коршунов А.П., Ельчанннов Е.А. и др. Пробка для уплотнения устья скважины /A.c. СССР N1583617. - Бго.тл. N29, 1990.

24. Коршунов А.П., Клебанов Ф.С., Лемап A.A., Земеков Т.С. Способ проветривания тупиковой выработки /A.c. СССР 589422. - Бюлл. N3, 1978.

25. Коршунов А.П. Способ проветривания тупиковой выработки /Информ-лпсток, N80-17. - М.: ГОСИНТИ, 1980.

26. Охрана окружающей среды при подземной разработке угольных месторождений, 5.2 главы 5/ Отв.ред. Е.А.Ельчанннов. - М.г Паука, 1995.

27. Коршунов А.П. Экспериментальные исследования всасывающего способа проветривания тупиковых выработок с использованием вихревого потока воздуха //В.сб.: Научнме сообщения, вып. 225: Вопросы аэрологин в угольных шахтах. - М., ИГД, пм.А.А.Скочинского, 1984.

• 28. Коршунов А.П. Аэродинамический коэффициент труб некруглого сечения //В сб.: Научные сообщения, вып. 157. - М., ИГД им.А.А.Скочинского, 1977.

29. Клебанов Ф.С., Коршунов А.П. Вентиляционный трубопровод /A.c. СССР N505815. - Бюлл. N9, 1975.

30. Коршунов А.П. Определение параметров устройства для закручивания воздушного потока и повышения эффективности всасывающего вентиляционного воздухопровода //Информационная карта, серия 13, N2. - М.: ЦНИЭИуголь, 1977.

31. Клебанов Ф.С., Коршунов А.П. Устройство для регулирования вентиляционного потока в горной выработке /A.c. СССР N1439259. -Бюлл. N43, 1986.

32. Коршунов А.И., Клебанов Ф.С., Петросян А.Э. Способ проветривания карьера /A.c. СССР N712509. - Бюлл. N4, 1980.

33. Клебанов Ф.С., Коршунов А.П., Штерн В.Д., Золовкнн В.Ф., Коршунов Д.А. Вентиляционная установка /A.c. СССР N981767. - Бюлл. N46, 1982.

34. Коршунов А.П. Приближенный расчет вентиляционной установки с трубопроводом-воЬдухораспределителем постоянного статического давления //В сб.: Научные сообщения, вып.127: Научно-технические вопросы безопасности добычи угля подземным способом. - М.: ИГД им.А.А.Скочинского, 1975.

35. Коршунов А.П. Шлем шланговый /Информ.листок N80-45. - М.: ГОСИНТИ, 1980.

36. Клебанов Ф.С., Коршунов А.П. Шлем для горнорабочего /A.c. СССР N501171. Бюлл. N4,1976.

37. Клебанов Ф.С,, Петросян А.Э., Коршунов А.П. Автономное воэ-духообеспечение горнорабочих //Обзорная информация, вып.8. - М.: ЦНИЭИуголь, 1984.

38. Коршунов А.П., Ельчанинов Е.А. Протнвопылевой шлем. Заявка N5051239/12 (решение о выдаче патента).

39. Коршунов А.П., Ельчанинов Е.А. и др. Шлем с трубкой Ранка. Заявка N4939217/12 (решение о выдаче патента), приоритет от 23.05.91.

40. Коршунов А.П. Выбор рациональных параметров устройства для индивидуального воздухообеспечения горнорабочих //В сб.: Научные сообщения, вып.236. - М.: ИГД им. А.А.Скочинского, 1985.

41. Коршунов А.П. Протнвопылевой респиратор. Патент РФ N1750705. - Приоритет от 6 сент. 1989 г. - Бюлл. N28, 1992.