автореферат диссертации по транспортному, горному и строительному машиностроению, 05.05.06, диссертация на тему:Снижение энергоемкости гидравлического транспортирования гидросмесей при высоких концентрациях твердой фазы

На правах рукописи

АЛЕКСАНДРОВ Виктор Иванр^ О Д

2 2 т

СНИЖЕНИЕ ЭНЕРГОЕМКОСТИ ГИДРАВЛИЧЕСКОГО ТРАНСПОРТИРОВАНИЯ ГИДРОСМЕСЕЙ ПРИ ВЫСОКИХ КОНЦЕНТРАЦИЯХ ТВЕРДОЙ ФАЗЫ

Специальность 05.05.06 - Горные машины

Автореферат диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

САНКТ-ПЕТЕРБУРГ 2000

Работа выполнена в Санкт-Петербургском государственном горном институте им.Г.В.Плеханова (техническом университете).

Научный консультант -

доктор технических наук, профессор

АЛ Кулешов

Официальные оппоненты:

доктор технических наук, профессор

В.И.Шелоганов,

доктор технических наук, профессор

В.М.Попов,

доктор технических наук, профессор

Л.КГоршков

Ведущее предприятие: ОАО «Механобр инжиниринг».

Защита диссертации состоится в/<5* ч /с5~мин на заседании диссертационного совета Д 063.15.12 в Санкт-Петербургском государственном горном институте им. Г.В.Плеханова (техническом университете) по адресу: 199106 Санкт-Петербург, 21-я линия, д.2, ауд. .

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Санкт-Петербургского государственного горного института.

Автореферат разослан

2000 г.

УЧЕНЫЙ СЕКРЕТАРЬ диссертационного совета д.т.н, профессор

И.П.ТИМОФЕЕВ

И161.

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность проблемы. Одним из важных направлений горнорудного производства, повышения его эффективности и конкурентоспособности в условиях современных рыночных отношений является создание мощной транспортной базы, способной значительно повысить производительность при одновременном снижении себестоимости перевозок минерального сырья и продуктов его переработки. Развитие такой базы связано с расширением использования непрерывных видов транспорта, среди которых наибольшее распространение получил гидравлический трубопроводный транспорт.

Вследствие истощения богатых месторождений горная промышленность стоит перед необходимостью вовлечения в переработку все возрастающих количеств бедных и забалансовых руд, содержание полезного минерала в которых составляет не более 1 - 2 %. Это приводит к увеличению выхода твердых хвостов обогащения, с крупностью частиц до 80-90 % класса - 0,044 мм и возрастает нагрузка на гидравлический транспорт, так как подавляющая часть объема хвостов обогащения транспортируется гидравлическим способом.

Практически все 400 действующих в горной промышленности гидротранспортных систем, работают на гидросмесях с низким содержанием твердой фазы, при этом по ним транспортируется около 1,5 млрд. т твердого материала. Средняя величина объемной концентрации не превышает 8-10%. Из-за больших объемов выхода твердого и низкой его концентрации снижается эффективность гидравлического транспортирования, повышается энергопотребление, обусловленное высокой удельной энергоемкостью процесса.

На протяжении нескольких десятков лет усилия многих ученых в области исследований взвесенесущих потоков были направлены на создание основ теории - выводе системы дифференциальных уравнений для двухфазных потоков, построенных методами механики сплошной среды. Несмотря на определенные достижения, единая теория, охватывающая все многообразие гомогенных и гетерогенных жидких сред, до сих пор не создана. Области использования предложенных уравнений ограничены малыми концен-

трациями твердой фазы и относительно большими крушюстями твердых частиц и, следовательно, эти уравнения применимы для решения ограниченного числа задач гидравлического транспортирования сыпучих твердых материалов.

Повышение технико-экономической эффективности гидравлического транспортирования минерального сырья и продуктов его переработки, снижение удельной энергоемкости и металлоемкости гидротранспортных систем является актуальной проблемой для предприятий горной промышленности, решение которой непосредственно связано с совершенствованием теории взвесенесу-щих потоков и переходе на транспортирование смесей с высокими концентрациями твердой фазы.

Эта проблема входит в федеральную целевую программу развития рудно-сырьевой базы металлургической промышленности Российской Федерации на 1997-2005 годы (ФЦП "Руда") по направлению "Производственные энергосберегающие технологии трубопроводного транспорта руды и продуктов ее переработки"; в комплексную программу научных исследований, проводимых отраслевой лабораторией гидравлического транспорта руды и продуктов ее переработки при кафедре горных транспортных машин по соответствующим координационным планам госбюджетных и хоздоговорных работ на предприятиях горнодобывающей промышленности; в перечень НИОКР комплексного плана повышения технического уровня и эффективности производства АО "Норильский комбинат".

Целью работы является создание научно обоснованной методики расчета гидравлического транспорта продуктов переработки минерального сырья на горных предприятиях при высоких концентрациях гидросмесей и обоснование выбора насосного и сгу-стительного оборудования для повышения эффективности транспортирования при снижении удельной энергоемкости процесса.

Научная идея работы заключается в том, что высококонцентрированные мелкофракционные гидросмеси с изменяющимися в поперечном сечении потока концентрацией и вязкостью сохраняют свою структуру при весьма низких скоростях движения, в том числе и при ламинарном течении, позволяя существенно уменьшить энер-

гозатраты на их транспортирование при обеспечении заданной производительности по твердому материалу.

Метод исследований - включает в себя теоретический анализ с использованием математического аппарата, экспериментальные исследования в лабораторных и промышленных условиях и обработку результатов методами математической статистики.

Обоснованность и достоверность научных положений, основных выводов и рекомендаций определяются использованием фундаментальных уравнений гидромеханики, обобщением и проверкой обработанных с помощью математической статистики результатов экспериментов, собственных и полученных другими исследователями, а также промышленных данных.

Научная новизна диссертационной работы заключается в разработке новой физико-математической модели и выводе теоретических закономерностей течения вязкопластических жидкостей для условий гидравлического транспортирования высококонцентриро-вашшгх полидисперсных гидросмесей по промышленным трубопроводам, включая:

- описание механизма формирования и проявления реологических свойств концентрированными мелкофракционными гидросмесями при течении их по трубопроводам и вывод теоретических зависимостей параметров вязкопластического потока от его структуры и копцеггграции;

- разработку новых безразмерных параметров вязкоплатиче-ского потока гидросмеси, устанавливающих функциональную зависимость объемного расхода от напряженного состояния и реологических свойств тела течения;

- обоснование критериев повышения эффективности и снижения энергоемкости при эксплуатации гидротранспортных систем на предприятиях горной промышленности;

- определение зависимости энергетических характеристик взвесенесущего потока от его вязкопластических и реологических свойств и установление закономерностей снижения затрат энергии на транспортирование при изменении массового расхода системы.

Практическое значение работы:

- установлены зависимости кинематических и динамических

параметров гидравлического транспортирования высококонцентрированных мелкофракционных гидросмесей от концентрации твердой фазы, соответствующие максимальной производительности системы по твердому материалу и минимальным энергетическим затратам;

- получены эмпирические формулы для расчета основных реологических характеристик вязкопластических гидросмесей, являющиеся явными функциями исходной концентрации и учитывающие ее изменение в поперечном сечении трубопровода;

- выведены новые расчетные зависимости для определения энергетической эффективности гидравлического транспортирования высококонцентрированных мелкофракционных гидросмесей, учитывающие реологические характеристики вязкопластического потока;

- разработана инженерная методика расчета параметров гидравлического транспортирования высококонцентрированных гидросмесей для выбора насосного и сгустительного оборудования при оптимальном соотношении массового расхода и энергетических затрат.

Реализация результатов работы:

- полученные научные результаты и разработанная методика расчета приняты институтом "Механобр инжиниринг" для использования при проектировании гидротранспортных систем на горнообогатительных предприятиях металлургической промышленности;

- результаты работы были использованы при реконструкции закладочных комплексов и системы гидротранспорта хвостовой пульпы ОФ № 3 на Джезказганском горно-металлургическом комбинате; на рудниках "Тишинский", "40 лет ВЛКСМ" и "Ридцер-ский" Лениногорского полиметаллического комбината; на шахте "Заполярная" ОАО "Воркутауголь" в схеме сгущения, транспортирования и утилизации угольной просыпи.

Апробация работы: диссертация в целом и ее отдельные положения докладывались на межкафедральных семинарах горноэлектромеханического факультета СПГТИ (ТУ); на 6-ой Международной конференции по проблемам гидротехники (Шклярская По-ремба, 6-8 мая 1996 г., Польша); на Международной конференции по проблемам трубопроводного транспорта и качества воды (Познань,

Польша), на IV и V Международных горно-геологических симпозиумах (Санкт-Петербург, СПГГИ (ТУ) - ноябрь 1996 г., октябрь 1997 г.); на 9-й и 10-й Международных конференциях по проблемам гидравлического транспорта (Краков 2-5 сентября 1998 г., Вроцлав 2-4 сентября 2000 г., Польша).

Публикации: научные результаты, полученные в диссертационной работе, опубликованы в 66 печатных трудах.

Структура и объем работы: диссертация состоит из введения, 5 глав, основных выводов и рекомендаций, списка использованной литературы; изложена на 300 страницах, содержащих 45 рисунков, 30 таблиц и включает в себя Приложения, в которых приведены дополнительные материалы по экспериментальным данным, обработке результатов, информационно-техническая и справочная документация.

Основные научные положения, выносимые на защиту:

1. Разработанная физическая модель течения вязкопластических гидросмесей показывает, что деформация объема двухфазной мелкодисперсной смеси под действием внешней силы сопровождается формированием осесимметричных тел течения с различными значениями концентрации и вязкости по сечению потока, зависящими от физико-механических свойств твердой фазы, ее средней исходной концентрации и скорости деформации.

2. Разработанная математическая модель течения вязкопластических гидросмесей по промышленным трубопроводам устанавливает зависимость среднего объемного расхода смеси от коэффициента структуры и относительного напряжения сдвига, при линейном законе изменения концентрации твердой фазы в поперечном сечении трубопровода и соответствующим изменением вязкости гидросмеси в зонах течения.

3. Деформационное состояние вязкопластической гидросмеси зависит от величины относительного напряжения сдвига, являющегося убывающей функцией исходной средней концентрации

и скорости деформации с областью определения 1-0 при изменении средней скорости течения.

4. Концентрации осесимметричных тел течения при деформации объема вязкопластической гидросмеси, являются возрастающими функциями средней начальной концентрации твердой фазы в сечении потока и относительного напряжения сдвига, при линейном законе изменения концентрации в кольцевой области от максимальных значений на границе ядра течения до нуля на стенке трубопровода.

5. Коэффициент гидравлических сопротивлений и потери энергии при течении высококонцентрированных мелкофракционных гидросмесей определяются вязкопластическими и реологическими характеристиками, деформационным состоянием объема смеси и зависят от скорости деформации, значений вязкости образующихся тел течения и относительного напряжения сдвига.

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Выполненный в первой главе диссертации анализ изученности и состояния вопроса гидротранспорта гидросмесей высоких концентраций показывает, что в этой области накоплен большой теоретический и практический опыт. Гидротранспорт находит широкое применение в различных отраслях промышленности н особенно значима его роль в горной промышленности при переработке и обогащении минерального сырья. В области теории гидравлического транспортирования большие достижения принадлежат отечественным ученым - М.А. Великанову, обосновавшего гравитационную теорию движения твердой фазы взвесенесущего потока и В.М. Маккавееву с его диффузионной теорией пульсационного движения твердых частиц в потоке жидкости. В расширении и углублении теоретического подхода к проблеме переноса твердого в потоке жидкости важное значение имеют исследования, выполненные видными учеными Н.А Силиным, М.А. Дементьевым, В.Н. Покровской, А.Е. Смолдыревым, А.Г. Джваршейшвили и другими. Из зарубежных школ большой вклад в общую теорию и практику гид-

ротранспорта внесли труды Р. Дюрана, Д.Ф. Ричардсона, С.А. Щука, В. Пажонки, Е. Соботы, П. Слаттера и других.

Из обзора работ следует, что достаточно полно изучены явления по взаимодействию твердой и жидкой составляющих гидросмесей. Установлен характер сил, действующих на частицы различной крупности и формы, определены основные закономерности изменения скоростного поля, критических скоростей потока и, связанными с ними потерями энергии, что дает возможность путем выбора оптимальных режимов наиболее эффективно использовать преимущества гидравлического транспорта насыпных материалов перед другими видами транспортирования.

Существующие методы расчета гидравлического транспортирования взвесенесущих потоков исходят из концепции гидросмеси, как смеси твердых частиц и жидкой фазы (воды), свойства которой проявляются лишь в движении. В покое гидросмесь утрачивает свои специфические свойства и разделяется на две различные по физико-механическим свойствам составляющие - жидкую и твердую. В связи с этим в методиках за основной параметр гидравлического транспортирования принимается критическая скорость, при которой вся твердая компонента перемещается во взвешенном состоянии.

Такой подход справедлив для разделяющихся гидросмесей, твердая фаза которых представлена большей частью частицами относительно крупных фракций и приводит к определенным погрешностям при использовании его для расчета течения концентрированных смесей с мелкими частицами. В этом случае гидросмесь по своим свойствам отличается от разделяющихся смесей, так как твердая фаза в смеси с водой в данном случае представляет собой несущую среду с плотностью отличной от воды и процессы седиментации (осаждения) твердого в такой смеси будут определяться вязкими свойствами несущей жидкости.

Для описания течения гидросмесей, проявляющих вязкогогас-тические свойства из всех известных наиболее приемлемой является модель Бингама-Шведова, устанавливающая в общем виде взаимосвязь напряжения сдвига и градиента скорости деформации. Однако, непосредственное применение этой модели для реальных вязкопла-

стических высококонцентрированных смесей не дает точного результата из-за неполного соответствия гидросмеси телу течения, подобного бингамовскому пластику. Различие пластических свойств реальной гидросмеси и пластической жидкости проявляется в различном характере эффективной вязкости, которая для бинга-мовского пластика выражается пластической вязкостью, а для вяз-копластичной зависит еще и от кажущегося значения вязкости, обусловленного сопротивлениями трения твердых частиц крупных фракций.

Задачи по определению закономерностей изменения реологических характеристик высококонцентрированных гидросмесей, как вязкопластических неньютоновских жидкостей, являются наиболее важными и требуют соответствующего теоретического описания и обоснования.

По своей структуре потоки мелкофракционных полидисперсных смесей являются практически однородными (гомогенными) и в этом случае гидросмесь может рассматриваться как однородная жидкость с плотностью, определяемой концентрацией твердой фазы. Потери напора при транспортировании таких смесей по трубопроводам определяются формулой Дарси, а коэффициент гидравлических сопротивлений к является функцией числа Рейнольдса в ламинарной области потока. В свою очередь, число Рейнольдса зависит от вязкости смеси и для вязкопластических смесей коэффициент X будет определяться, кроме диаметра трубопровода и средней скорости потока, значением концентрации и соответствующим значением эффективной вязкости, представляющей собой суммарный эффект от пластической и структурной вязкости смеси.

Определение зависимости коэффициента гидравлических сопротивлений от основных параметров вязкопластичной смеси является следующей важной задачей, решение которой позволит установить закономерности изменения потерь напора на транспортирование гидросмеси с заданными количественными характеристиками (гранулометрический состав, концентрация, расход скорость, диаметр трубопровода и др.).

Определение закономерностей течения высококонцентрированных вязкопластических смесей, формализация основных физиче-

ских процессов, являются важной и необходимой основой для последующего анализа и выбора наиболее эффективных и оптимальных режимов транспортирования для практического использования результатов исследования. Оптимальность режимов гидравлического транспортирования определяется взаимосвязью основных характеристик и параметров взвесенесутцего потока, при которых потери энергии на перемещение твердой компоненты достигают относительного минимума при максимальных значениях концентрации и производительности гидротранспортной системы.

На основе исследований, как теоретических, так и экспериментальных (лабораторных и промышленных) и, с учетом установленной области оптимальных и эффективных режимов и параметров рабочего процесса, необходимо разработать методику расчета систем гидравлического транспортирования гидросмесей хвостов переработки минерального сырья. Методика расчета даст возможность:

1) обоснованно подойти к выбору и расчету параметров соответствующего сгустительного оборудования, являющегося неотъемлемой частью технологического процесса подготовки гидросмесей к гидравлическому транспортированию.

2) выбрать соответствующее насосное оборудование, рас-ходно-напорные характеристики которого будут наиболее полно отвечать условиям гидравлического транспортирования гидросмесей высоких концентраций.

Эффективность систем гидравлического транспортирования гидросмесей высокой концентрации может быть достигнута за счет снижения затрат энергии на 1 тонну транспортируемого твердого материала, а также за счет снижения металлоемкости линейной части системы гидротранспорта, то есть применением трубопроводов меньших диаметров, обеспечивающих транспортирование заданного объема твердого.

Для достижения поставленной цели, были определены следующие основные задачи исследования:

- анализ физической модели течения высококонцентрированного потока по трубопроводам;

- разработка математической модели вязкопластических жидкостей и определение реологических параметров;

- аппроксимация реологической модели для взвесенесуще-го штока с обобщенными значениями основных параметров;

- определение области граничных значений и закономерностей трансформации ньютоновских и неныотоновских свойств взвесенесущего потока.

- определение зависимости гидравлических сопротивлений движению вязкопластических потоков от концентрации гвдросмесей и их реологических свойств;

- разработка алгоритма расчета параметров гидравлического транспортирования высококонцентрированных гвдросмесей для выбора сгустительного и насосного оборудования.

Во второй главе диссертации приведены теоретические исследования течения гвдросмесей высоких концентраций по промышленным трубопроводам. Физическая модель течения высококонцентрированных гидросмесей основана на предположении, что реологические свойства таких смесей зависят от эффективной вязкости, представляющей собой сумму эффектов от структурной и пластической вязкости.

Реологическая модель потока вязкопластичной жидкости получена при рассмотрении деформационного состояния ее элементарного объема, подверженного воздействию внешней силы. Общий тензор напряженного состояния есть сумма нормальных и касательных напряжений. На основе анализа изменений скорости деформации и пространственного положения через градиент скорости были получены значения деформаций

Т = | +

- -р§ + а,

где Т - общий тензор напряжений, возникающих при деформации элементарного объема жидкости под действием перепада давления;

р=-~цТ- среднее нормальное напряжение; ст = Т + ^(цТ)8 -

девиатор напряжения, определяющий характер влияния деформации на напряженное состояние жидкости.

Дифференциальное уравнение скорости деформации записывается в виде

дх^

2

Эу;

дХ)

+

I ^

дх

2 I дк; дх;

1/

из которого, для случая простого плоского сдвига имеем дч1 дч-. дх^

дх-, дх-.

~ 0 или

дх-,

+ —— av¡

¿ц] 5Xj дхг

где 13 = 1,2 - координаты плоскости сдвига.

Уравнение скорости деформации включает в себя две составляющие, одна из которых - тензор скорости деформации [О], а другая составляющая - градиент скорости поворота [\¥], то есть

Последние уравнения полностью математически описывают состояние объема жидкости при воздействии на него внешней силы. Для определения физических значений градиента касательных напряжений и скорости деформации, был использован метод аппроксимаций полученных общих дифференциальных уравнений реологического состояния объема жидкости.

Аппроксимационные уравнения для вязкой ньютоновской жидкости и вязкопластичной бингамовской (неньютоновской) жидкости записываются, соответственно, в виде

о=Т + рб = 2дО;

+ = +02^5+ 2|10 + р1Б2 +Р2А, (I)

где Д и р1 - коэффициенты пропорциональности;

О2,

А - тензоры,

описываемые матрицами

а =

1 -2

У

1 0 0" "0 0 0"

0 1 0 II -=!• 0 1 0

0 0 0 0 0 0

Подставив в (1) значения тензоров [Б], {а] и, выпол-

нив необходимые операции по сложению и перемножению матриц, получим матрицу девиатора напряжений вязкопластической жидкости в виде

а =

О 4р2>:

ду

о о i-TPi-^Psly2

(2)

6 4 3

Из матрицы (2) видно, что диагональные составляющие не равны 1 и не равны между собой. Следовательно, при деформации вязкопластических жидкостей нормальная составляющая напряжений оказывает влияние на касательные напряжения. Можно предположить, что сумма диагональных членов является для данной вязко-пластической жидкости величиной постоянной, тогда девиатор напряжений будет равен

а = а0+цу, (3)

где а0 - начальное напряжение, возникающее при простом сдвиге в объеме жидкости.

Коэффициент вязкости в формуле (3) определяет пластические свойства деформируемого тела. Заменив // на ?/р, а касательные напряжения обозначив через т , получим формулу для описания напряженного состояния пластических жидкостей:

т^О+ПрУ- (4)

Формула (4) определяет закон вязкого трения для идеальных вязкопластических жидкостей, известный как модель Бингама (Bingham model), а тело течения (жидкость) представляет собой бин-гамовский пластик. Касательные напряжения в бингамовском пластике определяются как пластической деформацией, так и вязким трением.

Гидросмеси продуктов переработки минерального сырья со-

стоят из двух отдельных фаз, воды - непрерывной среды (континуум) и твердых частиц (дискретной среды). Каждая из этих фаз, в отдельности взятая, характеризуется своими особенными свойствами. При смешивании жидкой непрерывной и твердой дискретной сред образуется новая непрерывная среда - гидросмесь, свойства которой будут отличаться от ее составляющих. Каждая частица мелкофракционной твердой фазы в водной среде получает на своей поверхности жидкую оболочку с образованием диполя, несущего положительный и отрицательный заряды. В результате взаимодействия диполей между собой образуется структура, и гидросмесь можно рассматривать как непрерывную среду. При воздействии на объем такой смеси силы Б происходит деформация сояьватных оболочек диполей и проявляется начальное касательное напряжение сдвига То, которое в данном случае является следствием упругой деформации. В дальнейшем происходит сдвиг отдельных слоев гидросмеси с проявлением пластической вязкости. Такой механизм проявления вязкопластических свойств характерен для гидросмесей, включающих мелкие и практически однородные частицы, например, гидросмеси каолина.

Реальные гидросмеси включают частицы мелких классов, но разнородных по форме. Вследствие этого некоторая часть твердых частиц не будет полностью покрыта сольватной оболочкой или утратит ее. При деформации объема реальной гидросмеси к вязкопла-стическому трению добавляется чисто механическое трение частиц, утративших или не получивших сольватные оболочки на своей поверхности. Вязкость в таких смесях проявляется в виде суммарного эффекта от пластической вязкости, обусловленной сопротивлением сдвигу отдельных слоев гидросмеси и от сопротивления трению твердых частиц, не имеющих сольватных оболочек. Таким образом, возникновение вязкопластических свойств в объеме мелкофракционных гидросмесей высокой концентрации обусловлено как физической природой (образование диполей), так и механической (трение). В соответствии с такой моделью проявления вязкопласти-ческого трения коэффициент вязкости будет равен

ПеГ = (5)

где r(ef - вязкость эффективная (вязкость от суммарного эффекта), кА- коэффициент структуры.

Следовательно, значение коэффициента вязкости зависит от величины структурной вязкости вязкопластического потока, которая будет связана с эффективной вязкостью соотношением

Ля

где Ар - коэффициент относительной пластической вязкости.

Соотношение пластической и структурной вязкости определяется из формул (5) и (6), откуда получим

кр

= I7)

St

Эффективная вязкость выражает собой среднее значение вязкости и является функцией средней концепцшцнн твердых частиц по сечению потока гидросмеси. Структурная вязкость проявляется при пластической деформации объема гидросмеси на границе ядра течения, постоянна по своей величине. Эффект пластической вязкости возникает при деформация слоев гидросмеси и fio своей велн-чине зависит от структурной вязкости. Иъ формул (5)-(7) следует,

кр

что ¿st > 1, а < 1. Если -- = 1, то = -qst и, следовательно,

k si

Лег = т]р и в этом случае гидросмесь представляет собой чистую

жидкость. Значение коэффициента структуры, так же как и значения составляющих эффективной вязкости, определяется концентрацией гидросмеси, то есть kst = f(cv) . С учетом рассмотренных особенностей проявления вязкопластических свойств концентрированными мелкофракционными гидросмесями их реологическая модель запишется в следующем виде

i dv ,оч

Уравнение показывает, что при течении вязкопластической смеси по трубопроводу диаметра D поток разделяется на две зоны:

- ядро потока, характеризующееся начальным напряжением

т0, радиусом ядра течения г0 и средней концентрацией твердых частиц с m;

- кольцевое течение между ядром потока, ограниченным радиусом г0 и стенкой трубопровода с радиусом R = D/2, Концентрация твердых частиц в кольцевом течении изменяется от максимального среднего значения ст на границе ядра потока до нуля на стенке трубопровода.

Общий расход гидросмеси через сечение трубопровода будет равен сумме расходов в ядре потока и в кольцевой зоне, то есть

Q = Qo +Qr> (9)

R

2 г

где Q0 = 7ir0 v0 - расход в ядре потока; Qr= 2тг J rv(r)dr- расход в

Го

кольцевой области потока, v„ - скорость смеси в ядре потока, v(r) -скорость потока в кольцевой области, которая является функцией радиуса.

Для определения закона изменения скоростей va и v(r) рассмотрим силы, действующие на элемент потока смеси в трубопроводе, рис. 1:

Ар2тстс1г - т2тсг! + (т + dt)2Tc(r + dr)l = 0 => + =

dr 1

Запишем реологическое уравнение: т = т0 + rj(c) ■ ^ и яро-

дифференцируем его при граничных значениях касательных напря-

dv'

жении: t

dv

r=ro

0 dr

d rr)

V tfav Ap

= 0;t0 +---4--£-r = 0, откуда,

r dr 1

'o

после разделения переменных, интегрирования и определения постоянных, получим закон изменения скорости в сечении

—+ --Г0 {-. (10)

•П 21 г] ^ 21 / гт]

го го го

т+ Лг

Р1

7Г

Г

Рис. 1. Схема сил, действующих на элемент жидкости в потоке

Для интегрирования (10) необходимо иметь функцию изменения вязкости смеси в поперечном сечении трубопровода, которую можно установить из следующих граничных условий:

а) вязкость на границе ядра потока равна вязкости смеси в

ядре потока: л}г=г0 = Л0 >

б) вязкость на стенке трубопровода равна вязкости вмещающей воды: т(|г=к=ц..

В общем виде подынтегральные выражения в формуле (10) можно представить в виде ряда, раскладывающегося по степени радиуса потока, то есть

'»-I—й-^г—*• (П>

где ¿=-1,0, 1, 2, 3 - по степени радиуса г; г|0 » р.

Интегрирование (11) приводит к следующему выражению для суммарного расхода гидросмеси в трубопроводе

О"!

И3 , Ар Я4 . ( ЛрО Я2 т —ь —Ь -Го т0 + —II р 21 ц. V 21 )

(12)

где г0 - напряжение на границе ядра потока, - значения интегралов, определяющих измените вязкости смеси в функции радиуса течения, Лр - перепад давления на участке трубопровода длиной 1, т0 -радиус ядра потока.

После раскрытия интегралов It формулу (12) получим в виде

следующих выражении

r-i0tl tR3 T0r3> --1----

nst ЛР Лр

и ч = 1+_1.Д1Лй.-Л«, (13) т0 Г03 Лр Лр

q =

где Т°Г° = Qo - расход в ядре потока, q = - безразмерный packst Qo ход, который можно выразить следующей формулой

t R3 rist

о Г3 Tief

X"

Обозначим — = а0 и в соответствии с (5) - (7) запишем: т

^st _ 1 _ к Лй _ kst _ к t Лег _ ,

ЛеГ kp Лр kp и rip

В итоге формула (13) примет вид следующей безразмерной функции:

ч_2ц.=1+кц«л арз) (14)

г0

где р0 = — - относительный радиус ядра течения.

R

Из формулы следует, что средний расход вязкопластичной гидросмеси определяется радиусом ядра потока, напряжением сдвига и вязкостью в зонах течения, каждая из которых характеризуется своим значением. Фактически это положение было положено в основу математической модели. Уравнение (14) является конечным видом математической модели процесса, выраженной в безразмерном виде. Из уравнения следует, что при р0 = 0 => Кр = Kp-k.„ => qp = г]st и, следовательно, континуум представляет собой чистую жидкость; при ро = 1 => Кр = 1 => кр = 1, из чего следует r|cf = Л«1, и континуум выражен твердым телом.

Полученные уравнения показывают, что вязкость в кольцевой области течения в сильной степени зависит от вязкости Г)0 в ядре

/

течения и линейно убывает к периферии потока в направлении стенки трубопровода, где принимает значение вязкости р. чистой жидкости. Определим среднее значение концентрации в трубопроводе. Будем исходить из предположения, что концентрация в ядре потока постоянна и равна с0.

Концентрация в кольцевой области течения, ограниченной радиусами г0 и К, пропорциональна текущему радиусу, рис. 2: 11-г

с = с.

Я-Гг,

=> та < г < Я не = с„=> 0 < г < г0. Площадь попереч-

ного сечения трубопровода, занимаемая частицами в выделенном элементе течения с!г, будет пропорциональна концентрации этих частиц

ёБр - 2ягс<1г,

а вся площадь частиц в сечении трубопровода определяется интегралом

Я

8р =27г|гсс1г = стлК",

откуда получим для средней концентрации твердых частиц ст: Г„ я

'т

К2 = (гспйг +- Г гсп —— 2 1 ° Л Ч-гп б

ГГ ч-Кг,

о+Го)

Рис. 2. Схема потока в поперечном сечении трубопровода и график изменения концентрации гидросмеси в этом сечении

и находим значение средней концентрации твердых частиц в сечении трубопровода

cm ~cv

R r2

_co

У

1+Po + Po)>

откуда получаем формулу для концентрации смеси в ядре потока

Со - 3Cv 2 • (15)

1 + Ро +Ро

Фактически концентрация гидросмеси в ядре потока определяет значение структурной вязкости, величина которой зависит от коэффициента структуры. В этом случае можно записать

По = Hst = ПрКрк^ = где Kpkst = Ц - коэффициент относительной пластической вязкости гидросмеси.

С другой стороны, вязкость гидросмеси пропорционально возрастает при увеличении концентрации и в этом случае справедлива формула г; = ¡ikc(cv}, в соответствии с которой

Г Зс Л

По =Mkc(co) = Mkc -1—j-

vl + Po +Ро-

где кс - функция, определяющая численное значение коэффициента вязкости чистой жидкости при изменении концентрации твердых частиц.

Функцию кс удобно представить в виде экспоненты, тогда для вязкости rio можно записать:

По = =M-ek'V (16)

Значения к определяются опытным путем на основе виско-зиметрических измерений или экспериментов на трубопроводах.

Из сравнения модели Букингама, которая в безразмерной записи имеет вид

,4 14

q = 1--а+—а ,

3 3

и полученной модели (13) и (14) видно, что последняя основана на учете вязкости взаимодействующих элементов течения. В модели Букингама вязкость жидкой среды неизменна по всему сечению, а взаимодействие элементов течения, выраженных в виде отдельных

21

кольцевых зон, отсутствует. Поэтому относительный расход в модели Букингама, с увеличением ядра потока от 0 до 1, уменьшается от 1 до 0, рис. 3.

Относигелышй радиус Ошосктслышй радиус

Рис. 3. Изменение относительного расхода в функции относительного радиуса течения по модели Букингама (а) и по модели автора (б)

Сравнивая графики изменения безразмерного (относительного) расхода, можно отметить, что в обеих моделях при р0 = 1 относительный расход равен 0. Для модели Букингама это вызвано, единственно, отсутствием течения. В полученной модели причину равенства нулю расхода можно объяснить отсутствием твердых частиц, что приводит к равенству вязкости жидкой среды по всему сечению потока. Следовательно, полученная модель переходит в модель Букингама. При этом изменяются начальные условия а) и б), стр.18, установленные для исходной формулы (10), так как в этом случае q = const.

Выполненные расчеты показывают, что относительный расход смеси при всех значениях относительного напряжения а увеличивается от 0 при р = 0 до некоторого максимального значения, зависящего от а.. С увеличением вязкости (фактически концентрации) относительный расход уменьшается. Зависимости относительного расхода от относительного напряжения при любых значениях вязкости выражаются линейной функцией. В соответствии с этим модель вязкопластического потока смеси должна быть выражена как функция двух параметров - относительной пластической вязкости Ц и относительного напряжения а, тогда формула для от-

носителыюго расхода запишется в виде

ч = 1 + ^.(1-а4). (17)

0 * '

Потери напора по длине трубопровода при транспортировании вязкопластичных гидросмесей будут также определяться реологическими характеристиками штока и в области ламинарного режима течения могут быть вычислены по формуле Дарси

^ = О8)

ь и 2ёГ)

л 64

где Я.1, =-=- " коэффициент гидравлических сопро-

11 (1-а) Иф-а)

тивлений при течении гидросмесей в трубопроводах круглого сечения, X = - коэффициент гидравлических сопротивлений для числе

тых вязких жидкостей, Ке = —— - число Рейнольдса, соответст-

Лр

вующее ламинарному режиму течения, т]р = цек°г - динамический

коэффициент пластической вязкости гидросмеси, сг - объемная концентрация гидросмеси в кольцевой области потока.

Формула для коэффициента гидравлических сопротивлений л.), отличается от известной зависимости для ламинарного течения чистых жидкостей наличием параметра сг, характеризующего на-пряжешгое состояние вязкопластической смеси. Из формулы следует, что с увеличением относительного напряжения коэффициент гидравлических сопротивлений также увеличивается. Значение о зависит от вязкопластических свойств потока, а определяющими факторами при этом являются вязкость смеси и концентрация твердых частиц.

В третьей главе диссертационной работы приведены результаты экспериментальных исследований течения высококонцентрированных гидросмесей по промышленным трубопроводам. На этапе лабораторных исследований решались основные экс-

периментальные задачи и по этим результатам определялась адекватность математической модели. В ходе экспериментов измерялись потери напора при транспортировании по трубопроводам различных диаметров гидросмесей хвостов обогащения медной руды с высокими концентрациями твердых частиц Установка включала три типоразмера труб с внутренним диаметром 25, 40 и 50 мм. Основные эксперименты были выполнены на четырех значениях объемной концентрации - 36,7; 39,6; 44,0; 49,2 % . Схема одного из лабораторных стендов приведена на рис. 4.

В качестве твердого материала гидросмесей использовались хвосты переработки медной руды Джезказганского ГМК. Твердый материал представлен в основном мелкими классами крупности частиц -0.074 лш - 89,33 %, а класса -0.044 -79,39%. Средневзвешенный диаметр частиц равен бо = 0,038 мм. Плотность твердых частиц 2400 кг/м3.

По результатам измерений потерь напора установлено, что на всех исследованных концентрациях гидросмеси проявляют свойства неньютоновсхсих жидкостей. В нижней части кривых течения, при скоростях от 1 м/с имеется линейный участок, свидетельствующий о ламинарном режиме. Потери напора увеличиваются при повышении концентрации и с уменьшением диаметра трубопровода, рис. 5.

Рис. 4. Схема лабораторной гидротранспортной установки: 1 - насосный агрегат, 2 - зумпф, 3 - мерная емкость, 4 - индукционный расходомер, 5 -датчики давления, 6 - измерительный блок; 7, 8 - трубопровод, 9 - регулятор частоты вращения

Су = 0.367

Су = 0,44

о

0,5 1 1,5 2 Средняя скорость, м/с

0,5

2,5

0 0,5 1 ],5 2 2,5 Средняя скорость, м/с

Рис. 5. Потери напора в функции средней скорости потока гидросмеси (по результатам лабораторных экспериментов)

Исследование реологических характеристик концентрированных гидросмесей хвостов обогащения медной руды производилось как по результатам экспериментов при измерении потерь напора, так и данных полученных на ротационном вискозиметре. Результаты показали, что гидросмеси при течении в зазоре вискозиметра с объемными концентрациями большими 23,3 % проявляют свойства неньютоновских жидкостей. Вязкость гидросмесей, определяемая тангенсом угла наклона реологической кривой, описывается формулой

ды, Па-с.

По величине потерь напора были определены реологические характеристики гидросмесей. При этом учитывалось, что в общем виде напряжения сдвига пропорциональны потерям напора. На рис. 6 приведены графики изменения напряжения деформации в функции скорости сдвига в ламинарной области течения, для всех исследованных гидросмесей и диаметров труб. Эффективная вязкость гидросмесей определялась как отношение напряжения сдвига к градиенту скорости с численным значением соответствующим экспериментальной формуле

Л = р0екс* = 1,017 • ю-3е9'933с*

(20)

Сравнение результатов, полученных на вискозиметре и в трубопроводах свидетельствует об их значительном расхождении. Вязкость, замеренная на вискозиметре больше значений, полученных в трубопроводах. Связь между вискозиметрическими и трубопроводными результатами определяется формулой

Расхождение значений вязкости, измеренной в вискозиметре

I 1 1 Ч *Ч I

О 64 128 192 256 Градиент скорости сдвига, 1/с

Рис. 6. Реологические характеристики гидросмесей (по результатам экспериментов на трубопроводах): 1, 2, 3, 4 - с, = 0,492, 0,44; 0,396; 0,367

и в трубах объясняется стесненным и сложным характером течения гидросмеси в узком рабочем зазоре прибора, а также механическим взаимодействием отдельных частиц твердого материала между собой и стенками, ограничивающими внутренний и наружный цилиндры прибора. При пересчете вязкости гидросмеси, полученной при использовании вискозиметра, на соответствующие трубопроводные значения коэффициент а может быть использован как постоянная прибора или, как поправка, учитывающая стесненный характер течения смеси.

Следующим важным параметром, определяющим реологические свойства вязкогшастических гидросмесей является начальное напряжение сдвига, обусловленное возникновением про-

26

странственной структуры потока, при деформации которой образуется центральное ядро течения. На графиках зависимости потерь напора от средней скорости течения (рис. 5) и на графиках зависимости напряжения сдвига от градиента скорости (рис. 6) продолжения линейных участков кривых течения отсекают на оси ординат отрезки, соответствующие начальному уклону ¡(> и начальному на-пряясенгао сдвига т0. Анализ результатов показал, что изменение начального напряжения сдвига в функции концентрации гвдросме-си подчиняется формуле, полученной при обработке опытных данных:

То^сР. (21)

Увеличение исходной концентрации сопровождается повышением значений концентраций областей течения и уменьшением величины безразмерного напряжения, так как при этом возрастает напряжение на стенке трубопровода. Эти результаты свидетельствуют о том, что каждому диаметру трубопровода соответствует определенное максимальное значение концентрации твердых частиц, при которой возможно гидравлическое транспортирование гидросмеси. Величину относительного напряжения сдвига можно рассматривать как фактор, характеризующий степень насыщения взве-сенесущего потока твердой фазой. С уменьшением относительного напряжения сдвига, степень насыщения гидросмеси твердыми частицами увеличивается.

Безразмерное напряжение пропорционально градиенту скорости сдвига и по результатам экспериментов описывается уравнением вида

СУ = (1,02-0,416.^)-е-2'7Ш(г3-? . (22)

Средние относительные погрешности экспериментальных и расчетных значений безразмерного напряжения по формуле (22) составляют:

• расчетных значений относительно измеренных - в ] = 6,76 %;

• измеренных значений относительно расчетных - в 2 = 7,23 %;

• средние квадратичные отклонения величин в = 0,0428.

Закономерности изменения реологических параметров гид-

росмесей хвостов обогащения медной руды позволяют рассчитать значения концентрации в кольцевой области потока на основе баланса твердых: частиц в поперечном сечении трубопровода

7 2 1

с К." ~спх± С., -С..СТ»

-= -(23)

где сг, с05 Су - концентрации в кольцевой области потока, в ядре и исходная, соответственно; т/й = %Jx — ре = о.

Экспериментальные данные и полученные на их основе расчетные формулы позволяют определить соответствующие значения вязкости гидросмеси как функции объемной концентрации в ядре потока (15) и в кольцевой области течения (23) и соответствующие значения коэффициента структуры к~(

2

к81 = — = еу.',33(су-Сг) = ехр

9.933с,, 2 + 0 0

(24)

1 + 0 1 + 0 + 0

3 9 933с

где Т1С{-= 1,017-10" е ' у - эффективная вязкость гидросмеси,

как функция исходной средней концентрации; 3 9 933

г)р = 1,017 10" е ' °г - пластическая вязкость гидросмеси, как

функция концентрации частиц твердого материала в кольцевой области потока.

По экспериментальным результатам была произведена оценка значений коэффициента гидравлических сопротивлений, с учетом полученных закономерностей изменения напряженного состояния тела течения, через относительное напряжение сдвига. На рис. 7 приведены графические зависимости коэффициента гидравлических сопротивлений дня всего диапазона исследованных гидросмесей и трубопроводов. При известных значениях относительного напряжения сдвига по формуле (18) рассчитываются потери напора. Сравнение экспериментальных значений и полученных по расчетной формуле указывает на удовлетворительную сходимость результатов. Относительные среднестатистические погрешности составляют = 23,2 %; = 30,4 %; 5 = 0,0072 м. Возникновение относительной погрешности расчетной формулы (18) обусловлено тем, что в фор-

с<

И 0.8.

X

и 0.6

я '

-Я-0,4

•в* 8 0,2 и

о

О—О 0,367 -•0«СУ=0,396 *Д*~Су=0,44

Фо

о «§т..............г.......■/—" к................«

О 0,32 0,64 0,96 1,28 1,6 Средняя скорость, м/с

0,6

{-0,48

Ж <ц

•е-0,24.

о 0,12 «

о

о

'4.

-'••Д—Су=0,44 ""<>"04=0,492

.........I1 "*" 1 «" 1 к

0 0,4 0,3 1,2 1,6 2 Средняя скорость, м/с

Рис. 7. Изменение коэффициента гидравлических сопротивлений от средней скорости гидросмеси и концентрации твердых частиц:

1, 2, 3 - О = 0,025; 0,04; 0,05 м

муле для коэффициента гидравлических сопротивлений число Рей-нольдса определяется по эффективной вязкости гидросмеси, являющейся усредненной характеристикой вязкопластических свойств и при этом не учитываются сдвиговые процессы, происходящие в кольцевой области течения с вязкостью и плотностью, соответствующими концентрации в этой области. Концентрация в кольцевой области меньше исходной концентрации, следовательно и число Рейнольдса, при котором происходит сдвиг слоев смеси, будет отличаться от Яе5 вычисленным по эффективной вязкости гидросмеси на величину коэффициента р (коэффициент пластичности) исследуемой гидросмеси, значения которого были определены из сравнения экспериментальных и расчетных значений потерь напора. Величина коэффициента пластичности зависит от концентрации твердых частиц и может быть рассчитана по формуле

р = 0,27 • (ехр 0,85 • с у ). (25)

Учет коэффициента пластичности приводит к практически полному соответствию экспериментальных и расчетных значений удельных потерь напора. Расхождения составляют не более 1-2 %, а на максимальной концентрации - не более долей процентов. Такой результат подтверждает справедливость полученных расчетных формул, а также справедливость гипотезы об изменении вязкости по сечению потока вязконластическон гидросмеси. В итоге формула

для коэффициента гидравлических сопротивлений с учетом поправки р по (25) запишется в виде

<2б>

Адекватность математической модели результатам лабораторных экспериментов производилась путем сравнения фактического среднего расхода гидросмеси в трубопроводах с расчетными значениями, вычисленными по формулам математической модели, которая была приведена к виду

кП

кр[а4(1-кп)+кп^1, (27)

<2т

где q' = —— - относительная погрешность, (Зт - теоретический рас-Qm

ход в трубопроводе, - средний расход в трубопроводе, кр - коэффициент относительной плотности гидросмеси на границе ядра потока и кольцевой области: к р = (0.165 - 0,3с у ) ехр[(1,96 + 3,84с у ) 1п р ];

кя1 = = ехр[9,933(су - сг)] " коэффициент структуры,

Ла

ехр|9,933(с0 -сг)|- коэффициент относительной вязко-

ЛР

' , V

4 =

ста, а = (0,66 - 0,27су) х ехр^0,217- относительное напряжение; ря1 =с0(р8 -1)+1 - плотность гидросмеси в ядре потока, т!м .

Математическая модель позволяет непосредственно рассчитать абсолютные значения расходов гидросмеси в ядре штока и в кольцевой области течения. Сумма этих расходов определяет средний расход по всему сечению трубопровода. В этом случае математическая модель запишется в виде

-к 4

(х г3 хЯ3 г г3^

I Лег Лр Лр )

= -к 4

т0г3 тй3 --1--

Па Л

р

м

.(28)

Результаты проверки показали, что формула (27) удовлетво-

рительно описывает величину расхода. Относительные погрешности расчетных величин по всей серии экспериментов находятся в пределах 11,5 - 10,2 %.. Результаты расчетов (табл. 1), полученные по обеим формулам (27) и (28) практически совпадают, что подтверждает сопоставимость теоретических и практических результатов и, следовательно, математическая модель адекватно описывает процесс течения гидросмесей высокой концентрации по трубопроводам малого диаметра (в лабораторных условиях).

Экспериментальные опытно-промышленные исследования проводились в условиях обогатительной фабрики №3 Джезказганского горно-металлургического комбината в рамках научно-исследовательской работы "Исследование режимов и процесса подготовки закладочного материала на основе текущих хвостов ОФ № 3 ДГМК с разработкой комплекса оборудования для сгущения и гидротранспорта с выдачей рекомендаций для предприятия". В качестве сгустительного устройства использовался специально разработанный для этих исследований тонкослойный пластинчатый сгуститель СП-250. Работы проводились на опытно-промышленной установке, которая была смонтирована в главном корпусе фабрики.

Хвосты обогащения медной руды подавались в зумпф исходной гидросмеси и самотеком поступали в пластинчатый сгуститель. Сгущенная гидросмесь перекачивалась центробежным грунтовым насосом по кольцевому трубопроводу и возвращалась в зумпф исходной пульпы, куда подавалась также и сливная вода. Плотность сгущенной гидросмеси регулировалась при помощи шланговых затворов. Давление измерялось образцовыми манометрами, соединенными с рабочим трубопроводом через разделительные сосуды с эластичной мембраной. Длина измерительного участка трубопровода равнялась 20 м. Расход смеси измерялся с помощью мерной емкости, которая периодически устанавливалась в зумпфе исходной гидросмеси. Эксперименты проводились на гидросмесях различной концентрации и на чистой воде. Было установлено, что потери напора увеличиваются с повышением концентрации, а при значениях ее в диапазоне 0,22-0,3 начинают существенно проявляться структурные и вязкопластические свойства гидросмесей. С дальнейшим ростом концентрации до максимального значения

Таблица 1

Расчетные данные для проверки адекватности модели

[Су = 0,367; т0 = 9,5 Па; т^г= 0,03895 Па-с]_

Расход, м*/с (х 104)

Основные параметры средний и по

формулам

А •с, Ах, г0=а-К о, Па, Лр, От (27) (28)

м м/с Па Па м - Па-с Па-с

0,5 17 7,5 0,00701 0,561 0,3464 0,01428 2,454 2,503 2,495

0,7 19,9 10,4 0,0059 0,472 0,6476 0,01742 3,436 3,539 3,536

0,025 0,75 20,7 11,2 0,00565 0,452 0,7517 0,01813 3,681 3,629 3,746

0,8 21,4 11,9 0,0054 0,432 0,8724 0,01905 3,927 4,005 4,019

1,0 24,5 15 0,00454 0,363 1,5216 0,02211 4„909 5,007 5,01

0,5 14,2 4,75 0,0132 0,66 0,1871 0,01159 6,283 6,031 6,037

0,7 16,4 6,95 0,0118 0,592 0,284 0,0133 8,7 % 8,91 8,912

0,04 0,75 17,3 7,85 0,0115 0,576 0,3136 0,01386 9,425 9,566 9,573

0,8 18 8,5 0,0112 0,561 0,3429 0,01428 10,05 10,254 10,258

1,0 21,7 12,2 0,01 0,503 0,5153 0,01625 12,56 13,39 10,912

0,5 13,5 4 0,01742 0,697 0,1519 0,01071 9,817 9,278 9,184

0,7 14,8 5,3 0,01597 0,639 0,2129 0,01206 13,74 13,606 13,59

0,05 0,75 15,2 5,7 0,01562 0,625 0,2305 0,01243 14,72 14,667 14,67

0,8 15,5 6 0,0153 0,612 0,2496 0,0128 15,70 15,724 15,73

1,0 17 7,5 0,01402 0,561 0,3464 0,01428 19,63 20,067 20,092

0,478, на кривых течения, при малых числах Рейнольдса и относительно низких средних скоростях течения, наблюдается линейный участок, свидетельствующий о ламинарном режиме. С увеличением концентрации от 0,3 до 0,478 область ламинарного режима течения расширяется. За пределами ламинарного режима течения потери напора резко возрастают. По измеренным значениям потерь напора были определены реологические параметры гидросмесей. На рис. 8 приведены графики изменения напряжения сдвига от градиента скорости при ламинарном режиме течения. Точки пересечения линий течения с осью напряжений (на графиках пунктирные линии) определяют значение начального напряжений сдвига х„. Сравнение значений начального напряжения сдвига, полученных по результатам промышленных экспериментов и лабораторных данных, определяемых формулой (21), подтверждает хорошую сходимость результатов. Средние расхождения не превышают 1 %. Численные значения

га

и я

и «

о и

я

а>

Й «

а.

с

сО

д

35 28 21 н

—С0Й>

—его

-Су = 0,3

> = 0,35 "Су = 0,41 —О—Су = 0,436 —О—Су = 0,478 '""""О " Граничная линия

I" I

0 20 40 60 80 100 Градиент скорости, 1 !с

Рис. 8. Графики изменения напряжения сдвига в функции градиента скорости и концентрации в ламинарной области потока

эффективной вязкости, рассчитанные по результатам промышленных экспериментов, указывают на соответствие их формуле (20).

Результаты промышленных экспериментов проверялись на соответствие их математической модели по формуле (27). Из сравнения значений расходов С?т и С? (экспериментальных и рассчитанных по теоретической формуле) установлено, что на концентрациях = 0,3 и Су = 0,35 имеются значительные расхождения с фактическими расходами. С ростом концентрации относительные погрешности расходов снижаются до 7 - 18 % , табл.2. Из сравнения следует, что математическая модель наиболее адекватна для смесей с высокими концентрациями - (су > 0,3).

С учетом принятых допущений и результатов проверки сходимости лабораторных и промышленных экспериментов с расчетами по теоретическим формулам в работе был сделан вывод, что полученная математическая модель адекватно описывает ламинарное течение вязкоштастической высококонцентрированной смеси.

В четвертой главе диссертационной работы изложена методика расчета гидравлического транспортирования смесей высокой концентрации, целью которой является выбор насосного и сгустителъного оборудования для обеспечения надежного и эффективного транспортирования заданного грузопотока твердого ма-

Таблица 2

Результаты проверки адекватности математической модели по результатам промышленных экспериментов

Расход х Относи- Относит, погрешно-

Су Параметры 10 \ тельн. сти измерении и рас-

модели м^ /с расход четов

К а 0ш а еь% е2,% 5, я? ¡с

13,77 5,15 0,281 0,79 5,89 5,42 0,92

0,41 12Д 5,46 0,266 0,825 4,712 3,94 0,836 18,3 23,4 0,893x10'4

11,29 5,69 0,258 0,847 4,005 3,12 0,779

10,95 6,16 0,249 0,871 3,298 2,41 0,73

20,7 4,95 0,297 0,726 7,539 8,14 1,08

0,44 17,47 5,52 0,274 0,773 5,89 5,89 1,0 7,7 8,4 0,532x10'"

15,36 5,98 0,258 0,809 4,712 4,34 0,92

14,04 6,34 0,247 0,836 3,927 3,34 0,85

44,89 4,44 0,297 0,625 10,99 12,3 1,12

0,48 38,3 4,85 0,278 0,658 9,503 10,5 1,1 9,02 8,7 0,997x104

31,09 5,36 0,255 0,699 7,853 8,24 1,05

21,1 6,87 0,213 0,795 4,712 4,27 0,906

териала. Исходные данные группируются в три блока экстенсивных и интенсивных параметров:

• физико-механичекие свойства твердого материала,

• кинематические и динамические характеристики смесей,

• производительность системы по твердому материалу и расстояние транспортирования.

Физико-механические свойства твердого материала относятся к интенсивным параметрам взвесенесущего потока, так как они не зависят от массы вещества (плотность, вязкость, температура, гранулометрический состав, концентрация и др.). Производительность системы по твердому материалу и расстояние транспортирования в совокупности определяют экстенсивные параметры взвесенесущего потока, значения которых зависят от массы вещества (удельные потери напора, потребный напор системы, расход и т. д.). От интенсивных параметров гидросмесей, их соотношений и численных значений, зависит физико-математическая модель взвесенесущего потока, а значения экстенсивных параметров определяют возможность реализации физико-математической модели для кон-

кретной гидротранспортной системы в технологическом процессе.

Одним из основных интенсивных параметров взвесенесу-щего потока являются физико-механические свойства твердой составляющей гидросмеси, к которым прежде всего относится крупность и гранулометрический состав частиц. Высококонцентрированные гидросмеси хвостов обогащения полиметаллических руд относятся к седиментационно устойчивым, поскольку в продолжении длительного времени не расслаиваются на твердую и жидкую фазы. Седиментационная устойчивость гидросмесей зависит от вязкости несущей жидкости. С увеличением вязкости и плотности жидкой фазы скорость осаждения (гидравлическая крупность) уменьшается. Так как вязкость и плотность являются также интенсивными параметрами и не зависят от количества вещества, то разработанная математическая модель и методика расчета систем гидротранспорта смесей высокой концентрации могут быть использованы практически во всем диапазоне крупностей и плотностей твердых частиц, характерных для хвостов обогащения минерального сырья.

При разработке математической модели получены новые расчетные формулы, устанавливающие соотношения между основными параметрами вязкопластического потока, что дало возможность составить алгоритм расчета систем гидравлического транспорта для произвольного диапазона производительности гидротранспортной системы. Важной особенностью расчетных соотношений является то, что все основные параметры являются функциями одной переменной - концентрации.

Базовыми уравнениями математической модели являются реологическое уравнение, в котором динамический коэффициент вязкости определяется значением коэффициента структуры и пластической вязкости по формуле (8) и уравнение объемного расхода (17), полностью и однозначно описывающие течение вязкопла-стичных гидросмесей по трубопроводам.

Средняя скорость потока гидросмеси и диаметр трубопровода могут быть выражены следующими формулами

являющиеся функциями среднего расхода гидросмеси <3 и параметра утЭ, так как комплексы, входящие в эти формулы равны, соответственно

СуР5 РЬ

Подставив в (29) эти значения комплексов, получим следующие выражения для градиента скорости, средней скорости и диаметра трубопровода

/ т-^2 „ _

4 р

1 2М)3

2 4 (3

Откуда получим следующие соотношения

п УтТ>

(30)

X У"

Л3

с;

\

или

С"

- V'

У"

= idem.

(31)

Отношение средних скоростей обратно пропорционально отношению объемных концентраций и квадрату отношения диаметров трубопроводов

П'Л2 с" V Б2

. или = 1<1ет. (32)

'т Су су

Отношение диаметров трубопроводов для гидросмесей с различной концентрацией определяется комплексом

П' '

(33)

v

т

О"

А

с"

'т

Формулы (29)-(33) определяют соотношения кинематических параметров гидравлически подобных потоков. Из формул следует, что диаметр трубопровода и средняя скорость потока практически не зависят от плотности транспортируемого материала. Расчеты подтверждают справедливость такого вывода.

Объемный расход рассчитывается по формуле (27), которая наиболее удобна для использования, так как учитывает относигель-

ные характеристики гидросмеси, определяемые фактически одним параметром - объемной концентрацией:

кп кр[°4(1~кп) + к1

При оптимальном соотношении реологических характеристик гидросмеси и кинематических параметров (диаметр трубопровода, средняя скорость потока, градиент скорости) С) => С>ш , а Ч'=>1.

Входящие параметры определяются по формулам:

коэффициент структуры - к81 - = схр|9,933(су - сг)|;

Лр

коэффициент относительной вязкости -

к„ =^- = ехр[9,933(сг-с0)|; Л а 1 '

коэффициент относительной плотности -

кр = (0,165 - 0,3су)ехр[(1,96 + 3,84су)1прй]; концентрация в ядре и в кольцевой области -

2

ЗСу ^ Су

с0 -- —; сг--- ;

1 + ст + а 1-е

относительное напряжение сдвига, начальное напряжение, градиент скорости сдвига и эффективная вязкость, соответственно:

р = Т° ; т0 =е4'89-с5'57; ЛвГ = 1,017■ Ю^е9'933^ ;

"Со +ЛеГТ

2 3 3 2 2

У = Ке ти у = 0,0441ехр(32,4су-21пЧв).

.2 г,.3 „3 „2_2 _^

2 3 ЧзРЬ

Потери напора определяются по формуле

.2

64

Яе(1-сг)р 2gD

На рис. 9 приведены графические зависимости потерь напора от производительности по твердому материалу для реальных рабочих параметров гидросмеси. Вид графиков свидетельствует, что

37

плотность материала мало влияет на величину потерь напора при транспортировании гидросмесей с высокими концентрациями твердых частиц. При плотности в интервале 2700-3000 кг!л? потери напора практически не изменяются с увеличением плотности. Такой результат определяется малой зависимостью вязкости гидросмеси от плотности твердого материала.

а °.52*1

^ 0,096

1 0,072 Н

сч

к 0,048

о.

£ 0,024

о

С о

-2400 кг/мЗ —О-3000 кг/мЗ —А—2700 кг/мЗ

«II i i

О 40 80 120 160 200 Производительность, т !ч

Рис. 9. Графики зависимости потерь напора на 1 м длины трубопровода от производительности системы и плотности твердого материала

После расчета основных параметров потока гидросмеси по величине потерь напора ih, объемного расхода Q и заданной длине транспортирования L определяются общий напор Н и мощность привода насоса

Особенностью расчетных формул методики является то, что все они практически являются функцией концентрации твердых частиц в объеме гидросмеси. Так, окончательный вид расчетной формулы для потерь напора, после подстановки всех входящих величин, будет иметь вид:

2

яЫе[роехр(9,083с^)] c^ps

- х

0,27g[cvi(ps-pw) + pw]

я311е4[ц0ехр(9,933с^)]4с^

2q3[cvi{ps-pw)+pwf Относительное напряжение а, после подстановки входящих

•hi -

с^7 ехр4,89 + -

параметров, запишется в виде:

с^57 ехр4,89

,2,57

ехр 4,89 +

0,5я Ке3[ц0 ехр(9,933сУ1)]4 с^р;

3

ч1[су|(Р8 -РйО+РИ^

Для диаметра трубопровода Б и средней скорости потока гидросмеси ут, получаются формулы

яКец0ехр(9,933с^)с,Р8'Тт1= Ц^-р^}2 ' Формула относительного расхода будет иметь вид

(0,165-0,3с^)х

2 ^ Ч;=ехр!Я933сЛ—^

хехр

(1,96+3,84с^)1п

0,003(с^(р8-р№)+р№]

1 -н СУ|

г-Х

а;

1-ехр

9,933

'VI

2-а( -аj

-(- ехр

9,933

2 - ст/

+

Данная система уравнений в формализованном виде выражает сущность вычислительного процесса по расчету параметров потоков гидросмесей с высокими концентрациями твердого материала для заданной производительности системы гидротранспорта по твердому материалу при ламинарном режиме течения. Единственным решением, удовлетворяющим математической модели вяз-копластического потока и практическим условиям, является значение концентрации, при достижении которой д'(су)=1.

Для получения гидросмесей с заданным объемным содержанием твердых частиц, поступающих из технологического процесса переработки минерального сырья, применяются специальные аппа-

раты - сгустители и наиболее эффективными из них являются проти-воточные пластинчатые сгустители.

В работе изложена методика расчета пластинчатых сгустителей, на основе которой разработан параметрический ряд этих сгустителей с производительностью по исходному потоку сгущаемой гидросмеси от 100 до 630 ж3/ч. Сгустители идентичны по конструкции и отличаются в основном габаритными размерами, определяемыми количеством седиментационных каналов и площадью зеркала слива.

В пятой, заключительной главе диссертационной работы приведены технико-экономические показатели гидравлического транспортирования гидросмесей с высокой концентрацией

твердых частиц на примере системы гидротранспорта хвостов обогащения в технологию приготовления закладочного материала.

Эффективность процесса оценивалась по величине удельной энергоемкости - затрат энергии на транспортирование 1 тонны твердого материала на расстояние 1 км, в соответствии с формулой

N

(34)

qsL

где - удельная энергоемкость гидравлического транспортирования при транспортировании 1 тонны твердого материала, кВт-ч/ткм; N - мощность, затрачиваемая на транспортирование гидросмеси, кВт; qs - производительность системы по твердому материалу, т/ч; Ь -длина трубопровода (расстояние транспортирования), км.

За критерий энергетической эффективности принимался коэффициент относительной энергоемкости гидравлического транспорта - отношение удельных энергоемкостей при гидравлическом транспортировании гидросмесей малой концентрации и высокой концентрации

= (35)

где е|( - удельная энергоемкость при транспортировании гидросмесей с низкой концентрацией твердых частил, кВт-ч/т-км; еЬк - то же, для высоких концентраций; - потери напора при малых концентраци-

ях, м. вод. ст/м; СЬ - расход гидросмеси с низкой концентрацией твердого материала, мЧс.

При гидравлическом транспортировании смесей высокой концентрации, проявляющих вязкопластические свойства потери напора в основном зависят от начального напряжения сдвига. Для таких гидросмесей формула удельной энергоемкости транспортирования имеет вид

--1о_ (36)

Для гидросмесей высоких концентраций, проявляющих реологические свойства, относительный коэффициент энергоемкости определяется отношением абсолютных значений энергоемкостей

( л0-57

ке = ехр[9,933(с^> (37>

Полученные формулы для удельной энергоемкости процесса гидравлического транспорта и формулы для коэффициента относительной энергоемкости позволяют определить наиболее оптимальный и эффективный по энергетическим затратам режим гидравлического транспорта.

Производительность обогатительной фабрики составляет около 3 млн. тонн медной руды, добываемой подземным способом на Восточном руднике. Хвосты обогащения медной руды, подаются гидравлическим транспортом на закладочные комплексы шахт для приготовления закладочного материала. Общий выход хвостов обогащения с фабрики составляет

3,17- 10й т!год,

при соотношении

-21 - 3,17 10 _—1— _ 12,58-10й мЧгод гидросмеси хвостов Ж 11,22 • 10 3,54

обогащения с объемной концентрацией твердых частиц е., = 0,105 и, соответственно, с массовой концентрацией Ср = 0,22). Гидросмесь хвостов обогащения в количестве 1869 д<Уч поступает в пульпона-сосную станцию ПНС-1, откуда часть пульпы (О = 1590 л«3/ч, с\ = 0,08) насосом ГрА 1800/67 по трубопроводу Э = 630 мм подается в центральный корпус сгущения текущих хвостов, где производится

распределение исходной гидросмеси по закладочным корпусам шахт "Анненская-3", "Анненская-1", № 57 и "Южная",

Общие затраты энергии Р\ на гидравлическое транспортирование гидросмеси хвостов переработки медной руды в технологический процесс приготовления закладочной смеси составляют Р[ = 4,973x106 кВт-ч и резерв повышения экономической эффективности заключается в снижении энергетических затрат Р].

В варианте с высокой концентрацией ее величина определяется содержанием инертного наполнителя (хвостов обогащения) в объеме закладочной смеси. На закладочные установки подается гид-Т 1

росмесь с— =-, что соответствует 73,5% массовой конценгра-

Ж 0,36

ции (Ср = 0,736) и 53,6% объемной концентрации (сч -= 0,536) твердого материала. Общая потребность в хвостах обогащения, поступающих на приготовление закладочной смеси, составляет 193,35 т/ч. Это количество хвостов распределяется следующим образом: шахта № 57-8,1 т/ч\ остальные три шахты - по 61,75 т/ч.

Весь объем гидросмесей хвостов, поступающих из технологического процесса обогащения (1869 м3/ч) , сгущается до концентрации = 0,536 и затем сгущенная гидросмесь направляется в КС-4 и в корпус КС-1, где производится распределение сгущенного потока в соответствии с потребностями в закладочном материале каждой шахты.

В сгустигельном отделении устанавливаются три пластинчатых сгустителя типа СП-63, что обеспечивает необходимую производительность С? = 1869 м^/ч по входному потоку гидросмеси хвостов обогащения. Гидросмесь, сгущенная до концентрации су = 0,536, из сгустителей подается в сборный зумпф, оборудованный перемешивающим устройством (цепная мешалка), из которого распределяется на три потока: два в корпуса сгущения КС-4 и КС-1 и в хвостохранилище. Сливная вода из сгустителей возвращается на фабрику в технологический процесс обогащения. В корпусе КС-1 поток гидросмеси распределяется по закладочным установкам шахт "Анненская-1", "Южная" и шахты № 57. Из сравнения годовых затрат электроэнергии Р[ в проектном варианте 1 и в варианте И, при

высоких концентрациях твердого материала Рц следует, что вариант И характеризуется меньшей энергоемкостью, табл. 3. Уменьшение диаметров трубопроводов при транспортировании сгущенных гидросмесей снижает металлоемкость системы гидротранспорта. Расчеты показывают, что расход металла на трубопроводы сокращается в 3,6 раза. Уменьшение годовых затрат энергии и металлоемкости трубопроводов систем гидравлического транспортирования смесей с высокими концентрациями твердого материала по сравнению с системами, работающими на низких концентрациях, в совокупности определяют экономическую эффективность и техническую целесо-

Таблица 3

Энергетические показатели систем гидротранспорта хвостов переработки медной руды

Вариант 1 (низкие конц.) Вариант II (высокие конц.)

Участок Энергетические показатели

системы К С*, е /'их КГ6,

м кВт-ч/т-км кВт-ч м кВт-ч/ткм кВт-ч

ПНС-1ЖС4 0,0145 0,223 2,439 0,127 0,336 1,473

ШС-ЫСС-4 0,0245 0,338 0,531 0,2 0,529 0,36

КС-ЬКС-З 0,0203 0,371 1,19 0,2 0,529 0,725

КС-ЫСС-2 0,0133 0,406 0,157 0,162 0,428 0,07

кс-икс 0,02 0,338 0,656 0,2 0,529 0,44

- Суммарные затраты: 4,973 Суммарные затраты: 3,068

Эффективность -/>„= 1,905>с106, кВтн

образность транспортирования таких смесей. Экономический эффект достигается за счет следующих факторов:

• снижение затрат на электроэнергию;

• уменьшение металлоемкости трубопроводов в линейной части систем гидротранспорта;

• уменьшение затрат при использовании замкнутого водооборота;

• уменьшение числа единиц насосного оборудования (насосов, обеспечивающих возврат не используемой гидросмеси).

Основные выводы и результаты работы

Выполненные теоретические и экспериментальные исследования гидравлического транспортирования гидросмесей высокой концентрации базируются на впервые предложенной новой научной гипотезе, согласно которой концентрация твердой фазы вязкопла-стического потока изменяется по линейному закону в поперечном сечении потока от максимальных значений на границе, образующегося в центральной части ядра течения, до нуля на стенке трубопровода. Эффективная вязкость гидросмеси, зависящая от концентрации твердой фазы, также изменяется в ламинарной области течения от значений, соответствующих концентрации в ядре течения до вязкости вмещающей жидкости на стенке трубопровода.

Данная гипотеза дала возможность разработать принципиально новую физико-математическую модель деформации вязко-пластических смесей при течении по трубопроводам круглого сечения, устанавливающую взаимозависимость всех основных параметров реологического потока от концентрации твердой фазы и вязкости гидросмеси по всему сечению. В отличие от известных математических моделей, в полученных уравнениях основным параметром, определяющим кинематику и динамику вязкопластического потока, является исходная концентрация твердой фазы гидросмесей, что позволяет однозначно определить значения остальных параметров вязкопластического потока и установить условия наименьших энергетических потерь на транспортирование.

Результаты выполненных теоретических исследований подтверждены опытными данными, полученными в лабораторных и промышленных условиях.

Диссертационная работа является законченным научным трудом, в которой дано новое решение важной и актуальной научно-технической проблемы совершенствования, повышения эффективности и снижения энергоемкости систем гидравлического транспортирования продуктов переработки минерального сырья на предприятиях горнодобывающей промышленности путем повышения концентрации твердой фазы в потоке перекачиваемой смеси.

Общие выводы по результатам выполненных в диссертаци-

онной работе исследований сводятся к следующим, впервые установленным и доказанным основным положениям:

1. Высококонценгрированные гидросмеси продуктов переработки полиметаллической руды образуют седиментационно устойчивые жидкости, проявляющие реологические свойства в виде начального (статического) напряжения сдвига, структурной и пластической вязкости, численные значения которых изменяются в поперечном сечении потока в зависимости от скорости деформации и концентрации твердой фазы.

2. Разработана принципиально новая физико-математическая модель деформационного состояния вязкопластического осесиммет-ричного потока с переменными значениями концентрации твердой фазы и вязкости смеси в нормальной к направлению приложения внешней силы плоскости сечения. Математическая модель вязкопла-стических гидросмесей выражает собой общий случай течения гидросмесей с изменяющимися по сечению потока реологическими характеристиками, являющимися основными параметрами состояния гидродинамической системы и устанавливает новую функциональную зависимость среднего объемного расхода гидросмеси и напряжений деформации, принципиально отличающейся от известной модели Букингама по числу учитываемых реологических характеристик.

3. Выведены новые частные функциональные зависимости основных параметров деформационного состояния (относительного напряжения сдвига, структурной и пластической вязкости) от концентрации твердой фазы и установлено, что критерием деформационного состояния вязкопластического потока гидросмеси является относительное напряжение сдвига, равное отношению начального (статического) напряжения к напряжению на стенке гидротранспортного трубопровода.

4. Математическая модель вязкопластического потока гидросмеси приведена в безразмерном виде, что дает возможность производить анализ ее качественных и количественных характеристик в широком диапазоне относительных значений основных параметров вязкопластического потока гидросмеси и его деформационного состояния, как функцию двух аргументов - относительного напряже-

кия и коэффициента структуры.

5. Установлено, что затраты энергии на транспортирование вязкопластических гидросмесей в виде потерь напора по длине трубопровода, при ламинарном режиме течения, определяются реологическими характеристиками смеси и выведена новая расчетная формула для коэффициента гидравлических сопротивлений в круглых гидравлически гладких трубах, отличающаяся от формулы Дар-си наличием относительного напряжения сдвига и коэффициента пластичности.

6. Результаты проведенных лабораторных и промышленных экспериментальных исследований совпадают с основными теоретическими положениями физико-математической модели вязко-пластических гидросмесей и дополняют их, а полученные новые эмпирические зависимости (относительное напряжение сдвига, вязкость и эмпирические коэффициенты) позволяют производить количественную оценку основных параметров, и расширяют область возможного применения теоретических закономерностей.

7. Инженерная методика расчета систем гидравлического транспорта, разработанная на основе новой физико-математической модели вязкопластического потока высококонцентрированных гидросмесей, определяет значения диаметров трубопроводов, средних скоростей течения и удельных потерь напора при заданной производительности гидротранспортных систем в функции концентрации твердой фазы.

8. На примере реконструкции действующей системы гидротранспорта в технологии приготовления закладочной смеси доказана технико-экономическая эффективность гидравлического транспортирования гидросмесей с высокими концентрациями твердой фазы. Экономический эффект получен за счет снижения удельной энергоемкости процесса, уменьшения объема транспортируемой гидросмеси и диаметра трубопровода при одинаковых количествах твердого материала, с фактическим сокращением годового расхода электроэнергии на 1-905x1 (Г кИт-ч и уменьшением металлоемкости системы гидравлического транспорта в 3,5 раза

Положения диссертационной работы опубликованы в 66 научных трудах, основными из которых являются следующие:

1. Александров В.И., Кулешов A.A. Системы гидротранспорта горных предприятий. Горный журнал, № 1, 1993.

2. Александров В.И. Расчет систем гидротранспорта с использованием ЭВМ. Записки горного института Том 141, 1994.

3. Александров В.И. Объемные насосы в системе гидротранспорта. Тезисы докладов Всесоюзного семинара "Проектирование, строительство и эксплуатация хвостохранилищ обогатительных фабрик", Белгород, 1978.

4. Александров В.И. Методика расчета и результаты опытно-промышленной эксплуатации пластинчатого сгустителя. Прикладные исследования гидротранспортирования продуктов обогащения минерального сырья. Междувед. сб. науч. тр. / Меха-нобр. Л., 1987.

5. Александров В.И. Влияние вязкости гидросмеси на прочность закладки. Прикладные исследования гидротранспортирования продуктов обогащения минерального сырья. Междувед. сб. науч. тр. / Механобр. JI., 1987.

6. Александров В.И. Распределение концентрации твердой фазы при течении вязкопластичных гидросмесей. Записки горного института. Том 141(1). С.-Петербург, 1995.

7. Александров В.И. Насосы. В кн. В.Н. Покровская. Транспорт в горной промышленности. М., Недра, 1985.

8. Александров В.И. Расчет камерных и пластинчатых сгустителей. В кн. В.Н. Покровская. Транспорт в горной промышленности. М., Недра, 1985.

9. Александров В.И. Теоретический анализ процесса осаждения в сгустителях с наклонными пластинами. Материалы семинара 1416 февраля 1989. Ленинградский дом научно-технической пропаганды.

10. Victor I. AlexandraV, Alexey A. Kuleshov. Experimental investigation of the transport of slurries of copper ore tailings at high concentration. 9-th International Conference on Transport and Sedimentation Of Solid Particles. 2-5 September 1997, Cracow, Poland.

11.Alexandrov V.l. Some experimental studies on waste copper ore of high concentration slurry transport. Problems of Hydroenginnering. 6th Conference. WrocDaw-Szklarska PorDmba, May 1996.

12.Alexandrov V.l. Model of water supply system reability by the use of signal flow graphs. International Conference "Municipal and Rural Water Supply and Water Quality". Poznan-Poland-1996.

13.Александров В.И., Николаев A.K., Докукин В.П., Cyapec M. Модель течения мягкой серпентитовой руды. Записки горного института. Том 141(1). С.-Петербург, 1995.

14.Александров В.И., Кулешов A.A. Надежность и экологическая безопасность систем гвдротранспорта. Записки горного института Том 2 (143). С.-Петербург, 1997.

15.Александров В.И. К расчету параметров роторно-шлангового насоса для перекачки высококонцентрированных гидросмесей. В кн.: Совершенствование техники и технологии складирования отходов в условиях комплексного использования недр. JI., 1984. (Сб. науч. тр./Механобр).

16.Александров В.И. Покровская В.Н., Поволоцкий Д.Г., Марголин И.И. Исследование утечек в поршневом насосе, работающем в системе гидротранспорта. Известия Вузов "Горный журнал", № 1, 1979.

П.Александров В.И. Насосы с эластичной рабочей камерой в системах подпитки и управления гидроприводом. БСИ "Судостроение", серия 2, № 7, 1982.

18.Александров В.И. Сгущение хвостов текущей переработки в аппаратах пластинчатого типа. Тезисы докладов научно-технической конференции "Гидротранспорт-86", Москва, 11-13 сентября 1986.

19.Александров В.И., Докукин В.П. Влияние наклона пластин на оановные параметры пластинчатого сгустителя. Тезисы докладов научно-технического семинара "Совершенствование учебно-методической работы ... ", ЛГИ, JI,. 1988.

20.Александров В.И., Кулешов A.A. Транспортная система для подводной разработки ТПИ в шельфовой зоне. Тезисы докладов международной конференции "Морские месторождения России. Состояние и перспективы развития". 22-26 ноября 1994 г. Санкт-Петербург.

2[.Александров В.И. Рабочий процесс шлангового насоса. РЖ "Насосостроение и компрессоростроение. Холодильное машиностроение", № 10, 1976.

22.Александров В.И. Величина зазора в клапанных распределителях потока рабочей жцдкости, содержащей твердую фазу. БСИ "Судостроение", серия П, № 12, 1978.

23.Александров В.И. Утечки гцдросмеси в поршневой и клапанной группах объемного насоса. Научные сообщения "АрмНИпроцветмет" вып.23, "Айастан", 1978.

24.Александров В.И. Функция распределения случайной величины зазора в клапанах поршневого насоса, работающего в системе гидротранспорта. РЖ "Добыча угля подземным способом", вып. 5,1978.

25.Александров В.И., Докукин В.П., Николаев А.К. Определение утечек в зазорах поршневого насоса. РЖ "Добыча угля подземным способом", вып. 5, 1978.

26.Александров В.И. Особенности рабочего процесса насосов перистальтического типа. РЖ "Насосостроение и компрессоростроение. Холодильное машиностроение" , № 9, 1980.

27.Александров В.И. Обезвоживание хвостов текущей переработки в схеме оборотного водопотребления. РЖ "Обогащение и брикетирование", вып. 6, 1981.

28.Александров В.И. Высокие концентрации потока как средство повышения экономической эффективности систем гидротранспорта. Тезисы докладов. Международный форум "Минерально-сырьевые ресурсы стран СНГ, Санкт-Петербург, 29.10-2.11.1996.

29.Александров В.И. Расчет параметров течения смесей высокой концентрации с учетом реологических свойств. Тезисы докладов конференции "Горное оборудование, переработка минерального сырья, новые технологии, экология". V Международный горногеологический Форум. 7-10 октября 1997, Санкт-Петербург.

30.Александров В.И., Карелин H.H., Васильев К.А. Разработка гидромеханизированного комплекса оборудования для сгущения и утилизации дренаядаых стоков на шахте "Заполярная". Народное хозяйство Республики Коми. № 2, т. 7, 1998.

31.Александров В.И., Докукин В.П. Исследование основных параметров пластинчатого сгустителя. В кн.: Совершенствование техники и технологии складирования отходов в условиях комплексного использования недр. Л., 1984. (Сб. научных трудов Меха-нобр).

32.Незаметдинов А.Б., Александров В.И. Установка для гидравлического транспортирования суспензий. Авторское свидетельство № 1133196. Бюллетень изобретений, № 1, 1985.

33.Александров В.И., Докукин В.П. Расчет параметров гидротранспортирования с учетом экспериментальных данных. РЖ "Обогащение и брикетирование", вып. 7, 1978.

34.Алексавдров В.И., Ерофеев H.H. Способ приготовления закладочной смеси. Авторское свидетельство № 1603031. Бюллетень изобретений №43. 1990.

35.Александров В.И. Ерофеев H.H. Способ закладки выработанного пространства. Авторское свидетельство № 1609356. Бюллетень изобретений № 46, 1990.

36. Александров В.И., Ерофеев H.H., Райлян Г.А. Компенсатор для трубопроводов систем гидравлического транспорта. Патент РФ №2018785. Бюллетень изобретений № 16, 1994.

37.Александров В.И. Ерофеев H.H., Сергеев Е.В. Пластинчатый сгуститель. Авторское свидетельство № 1168270. Бюллетень изобретений №27, 1985.

38.Александров В.И. Гидравлический транспорт минерального сырья на горных предприятиях. Конспект лекций. СПГТИ (ТУ), СПб, 2000.

39.Александров В.И. Методы снижения энергозатрат при гидравлическом транспортировании смесей высокой концентрации. СПГТИ (ТУ), СПб, 2000.

40.Alexandrov V.l., Kuleshov A.A., Makhovikov B.S. The theological properties of high concentration slurries by pipeline transport on example of copper ore tailings. 10-th International Conference on Transport and Sedimentation Of Solid Particles. 2-4 September 2000, Wroclaw, Poland.

ВВЕДЕНИЕ.

1, ИЗУЧЕННОСТЬ И СОСТОЯНИЕ ВОПРОСА ГИДРОТРАНСПОРТА СМЕСЕЙ ВЫСОКОЙ КОНЦЕНТРАЦИИ НА ПРЕДПРИЯТИЯХ ГОРНОЙ ПРОМЫШЛЕННОСТИ.

1.1. Общая характеристика систем гидротранспорта на горных предприятиях.

1.2. Особенности гидравлического транспортирования смесей на горных предприятиях.

1.2.1. Влияние твердых частиц на турбулентные характеристики потока.

1.2.2. Зависимость турбулентных характеристик потока гидросмеси от концентрации твердой фазы.

1.2.3. Относительные скорости движения твердой фазы в потоке гидросмеси.

1.3. Кинематические характеристики взвесенесущих потоков

1.3.1. Межфазовое динамическое равновесие потока гидросмеси

1.3.2. Критическая скорость потока гидросмеси.

1.4. Реологические характеристики гидросмесей.

1.4.1. Классификация гидросмесей.

1.5. Реологические модели вязкопластичных смесей.

1.5.1. Анализ многопараметрических реологических моделеи. '

1.5.2. Принципы выбора реологической модели для вязко-пластических смесей

1.7. Цель, задачи и методы исследования.

2. ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ГИДРАВЛИЧЕСКОГО ТРАНСПОРТИРОВАНИЯ СМЕСЕЙ ВЫСОКИХ КОН-ЩНТРАЦИЙ.

2.1. Анализ физической модели течения высококонцентрированных гидросмесей.

2.2. Природа возникновения и механизм проявления вяз-копластических свойств мелкофракционных гидросмесей высокой концентрации.

2.3. Механические модели вязкопластических жидкостей и реологические константы.

2.4. Реологическая модель вязкопластического потока высококонцентрированной гидросмеси.

2.4.1. Тензор скорости деформаций и девиатор напряжений

2.4.2. Аппроксимация реологических уравнений для случая простого (плоского) сдвига вязкой жидкости.

2.5. Математическая модель течения вязкопластических гидросмесей.

2.5.1. Расход потока вязкопластической межофракционной гидросмси.

2.5.2. Анализ параметров математической модели.

2.5.3. Потери напора и коэффициент гидравлических сопротивлений

2.6. Результаты теоретических исследований.

2.7. Выводы по разделу.

3. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ГИДРАВЛИЧЕСКОГО ТРАНСПОРТА СМЕСЕЙ ВЫСОКОЙ КОНЦЕНТРАЦИИ.

3.1. Основные задачи экспериментальных исследований

3.2. Лабораторные стенды и методика экспериментальных исследований.

3.3. Характеристика твердого материала.

3.4. Результаты экспериментальных исследований.

3.5. Экспериментальное определение реологических характеристик гидросмесей.

3.5.1. Реологические характеристики на основе экспериментов на трубопроводах

3.5.2. Начальное напряжение сдвига, безразмерное напряжение и концентрация в ядре потока.

3.5.3. Пластическая вязкость и коэффициент структуры потока.

3.5.4. Коэффициент гидравлических сопротивлений.

3.6. Проверка адекватности математической модели.

3.6.1. Исходные данные для проверки адекватности математической модели.

3.6.2. Результаты проверки адекватности модели.

3.7. Опытно-промышленные экспериментальные исследования

3.8. Обобщение результатов экспериментальных исследований и основные выводы.

4. МЕТОДИКА РАСЧЕТА ГИДРАВЛИЧЕСКОГО: ТРАНСПОРТ" ТИРОВАНИЯ СМЕСЕЙ ВЫСОКОЙ КОНЦЕНТРАЦИИ И ВЫБОР ОБОРУДОВАНИЯ.

4.1. Постановка задач и исходные данные для расчета . 200 4.1.1. Производительность системы гидротранспорта мелкофракционных гидросмесей высоких концентраций.

4.1.2. Расстояние транспортирования и профиль трассы трубопровода.

4.1.3. Физико-механические характеристики твердых частиц продуктов переработки минерального сырья.

4.2. Алгоритм расчета гидравлического транспорта гидросмесей высоких концентраций

4.2.1. Средняя скорость потока гидросмеси и диаметр трубопровода.

4.2.2. Относительное напряжение.

4.2.3. Объемный расход гидросмеси.

4.2.4. Потери напора.

4.3. Сгущение гидросмесей в гравитационных сгустителях пластинчатого сипа.

4.3.1. Методика расчета пластинчатых сгустителей.

4.3.2. Синтез оптимального по технологическим и конструктивным параметрам пластинчатого сгустителя.

Одним из важных направлений интенсификации горнорудного производства, повышения его эффективности и конкурентоспособности в условиях современных рыночных отношений является создание мощной транспортной базы, способной значительно повысить производительность транспортных систем при одновременном снижении себестоимости транспортных перевозок минерального сырья и продуктов его переработки. Развитие такой базы связано с внедрением непрерывных видов транспорта, среди которых наибольшее распространение получил гидравлический трубопроводный транспорт.

В настоящее время в горнорудном промышленном комплексе функционирует около 400 напорных гидротранспортных систем, суммарная длина трубопроводной магистрали которых превышает 1300 километров. Этими системами ежегодно перемещается более 1,5 миллиарда тонн различных твердых сыпучих материалов, в основном хвостов обогащения минерального сырья и концентратов.

Вследствие истощения богатых месторождений горная промышленность стоит перед необходимостью вовлечения в переработку все возрастающих количеств бедных и забалансовых руд, содержание полезного минерала в которых составляет не более 1 - 2 %. Это приводит к увеличению выхода твердых хвостов обогащения, с крупностью частиц до 80-90 % класса - 0,044 мм и тем самым увеличивается нагрузка на гидравлический транспорт, так как в основном весь объем хвостов обогащения транспортируется гидравлическим способом. Практически все действующие в горной промышленности гидротранспортные системы работают на гидросмесях с низким содержанием твердой фазы. Средняя величина объемной концентрации твердого материала не превышает 8-10%. Из-за больших объемов выхода твердого и низкой его концентрации в транспортируемой гидросмеси снижается эффективность гидравлического транспортирования, повышается энергопотребление, обусловленное высокой удельной энергоемкостью процесса, то есть затратами энергии на 1 т или 1 ж3 транспортируемого твердого материала.

Низкие концентрации твердой фазы оправданы при транспортировании гидросмесей с частицами относительно крупных размеров в турбулентном режиме течения при средней скорости, определяемой критической скоростью. Повышение концентрации в этом случае приводит к дополнительной турбулентности потока гидросмеси и, как следствие, * к резкому повышению потерь напора и потребного напора системы гидротранспорта, величина которого ограничена применяемыми динамическими насосами центробежного типа.

Существующие методики расчета систем гидравлического транспортирования продуктов переработки минерального сырья базируются на утверждении турбулентного характера движения гидросмеси и устанавливают эмпирические и полуэмпирические зависимости кинематических и динамических параметров гидравлического транспортирования от характеристик твердого материала, гранулометрического состава частиц, их концентрации в объеме гидросмеси и критической скорости потока. Основой этих методик являются гравитационная модель взвесенесуших потоков, разработанная академиком М.А. Великановым и диффузионная модель проф. В.М. Маккавеева (в зарубежной практике гидравлического транспорта известные как Power Model). Главной задачей этих методик является определение значений потерь напора при минимально допустимых (по условиям гравитационного взвешивания твердой фазы в осредненном пуль-сационном поле скоростей) средних скоростях транспортирования и соответствующих значениях диаметров трубопроводов.

На протяжении нескольких десятков лет усилия многих ученых в области исследований взвесенесущих потоков были направлены насоздание основ теории - системы дифференциальных уравнений для двухфазных и многофазных потоков, построенных методами механики сплошной среды. Несмотря на значительный прогресс в этой области теоретических исследований, единая теория, охватывающая все многообразие гомогенных и гетерогенных жидких сред, требует дальнейшего развития. Области использования предложенных уравнений, как правило, ограничены малыми концентрациями и большими крупностями дискретной твердой фазы и, следовательно, эти уравнения применимы для решения лишь ограниченного числа задач гидравлического транспортирования сыпучих твердых материалов.

От крупности частиц твердого материала и его концентрации зависят свойства транспортируемой гидросмеси. С уменьшением крупности и увеличением концентрации роль критической скорости снижается, а при некоторых предельных значениях этих характеристик влияние критической скорости на кинематические и динамические параметры потока исчезает, так как само понятие критической скорости в этих условиях теряет свой обычный общепринятый смысл. С уменьшением крупности твердых частиц и увеличением концентрации их в объеме смеси последнюю необходимо рассматривать как однородную, или гомогенную систему, отличающуюся по своим физическим свойствам от гидросмесей гетерогенных, с относительно крупными частицами и невысокими концентрациями.

Гидравлическое транспортирование гетерогенных смесей характерно лишь для турбулентного потока, при некоторых минимальных критических скоростях, соответствующих перемещению твердой фазы во взвешенном состоянии. При этом предполагается, что силы взаимодействия вмещающей жидкости и твердых частиц, обусловленные вязкостью жидкости достаточно малы по сравнению с силами тяжести, действующими на твердую фазу. Поэтому для перемещения твердой фазы во взвешенном состоянии необходим режим критической скорости, которая является функцией гидравлической крупности твердых частиц. Для обеспечения требуемой производительности системы по твердому материалу, при низких его концентрациях используются большие диаметры трубопроводов (600 - 1200 мм), что неизбежно связано с возникновением турбулентного режима течения.

Гидравлическое транспортирование смесей с относительно мелкими частицами, образующими гомогенные гидросмеси, теоретически возможно при сколько угодно малых числах Рейнольдса, так как в этом случае силы тяжести частиц компенсируются силами, обусловленными вязкостью вмещающей жидкости. С увеличением концентрации твердой фазы седимента-ционная устойчивость гидросмесей возрастает, так как к силам вязкости добавляются силы механического взаимодействия между отдельными частицами, что в итоге проявляется в возрастающем эффекте вязкости гидросмеси. Таким образом, при течении мелкофракционных высококонцентрированных смесей основными факторами, определяющими параметры гидравлического транспортирования, являются концентрация твердой фазы и вязкость гидросмесей, а не критическая скорость.

При гидравлическом транспортировании низкоконцентрированных смесей основная часть, сообщаемой взвесенесущему потоку от внешних источников (насосов) общей энергии (до 90 %), расходуется на транспортирование жидкой фазы и лишь малая доля этой энергии, определяемая величиной объемной концентрации, расходуется на собственное транспортирование твердого материала. Вследствие малых концентраций твердого материала величина удельных затрат энергии относительно мала. Но величина общих затрат энергии на транспортирование всего объема гидросмеси достигает больших значений. Как показывают расчеты потребная мощность всех насосов систем гидротранспорта для перемещения указанного выше годового количества твердого материала при средних значениях потерь напора 0,01 м и средней объемной концентрации 0,1 составляет 3,5-10 кВт, что соответствует ОД29 кВт-ч/т-км удельной энергоемкости процесса транспортирования (по расчетным данным). Увеличение концентрации твердой фазы позволит понизить удельную энергоемкость и повысить эффективность систем гидравлического транспорта. Так при увеличении объемной концентрации твердой фазы до 0,4 и ориентировочном росте потерь напора до 0,02 удельная энергоемкость будет составлять 0,064 кВт-ч/т-км при потребной мощности

1,75-107 кВт.

Транспортирование гидросмесей с высоким содержанием твердого материала неизбежно приводит к некоторому увеличению потерь напора и в большинстве случаев применение широко используемых грунтовых насосов становится неэффективным из-за недостаточности создаваемого ими давления нагнетания и зависимости рабочих характеристик этих насосов от параметров гидросмеси, в результате чего центробежные насосы работают в системах гидротранспорта с изменяющимися расходами и напорами. При транспортировании высококонцентрированных гидросмесей значительно расширяется область использования насосов объемного типа [1-4], которые в настоящее время, за некоторым исключением [5], практически не применяются для этих целей. Отечественной промышленностью выпускаются насосы объемные поршневые буровые по ГОСТ 6031-82, параметры которых удовлетворяют условиям эксплуатации в системах гидравлического транспорта.

Переход на транспортирование гидросмесей с высокими концентрациями твердой фазы является весьма актуальной проблемой для горной промышленности, так как при этом повышается эффективность гидротранспортных комплексов за счет снижения энергопотребления, удельной энергоемкости и металлоемкости процесса.

Решение проблемы связано прежде всего, с необходимостью разработки:

1) теоретических закономерностей течения взвесенесущих потоков с высокой степенью насыщения твердой фазой;

2) методики расчета систем для определения оптимальных соотношений кинематических и динамических характеристик взвесенесущего потока и выбора соответствующего сгустительного и насосного оборудования.

Эта проблема входит в федеральную целевую программу развития рудно-сырьевой базы металлургической промышленности Российской Федерации на 1997-2005 годы (ФЦП "Руда") по направлению "Производственные энергосберегающие технологии трубопроводного транспорта руды и продуктов ее переработки"; в комплексную программу научных исследований, проводимых отраслевой лабораторией гидравлического транспорта руды и продуктов ее переработки при кафедре горных транспортных машин по соответствующим координационным планам госбюджетных и хоздоговорных работ на предприятиях горнодобывающей промышленности; в перечень НИОКР на 1999 г. Комплексного плана повышения технического уровня и эффективности производства АО "Норильский комбинат".

Научная идея работы заключается в том, что гидросмеси мелкофракционных полидисперсных частиц при некоторых их концентрациях образуют седиментационно устойчивые однородные жидкие среды с равномерным распределением дискретных частиц по сечению потока, а силы тяжести, действующие на твердую фазу, компенсируются силами обусловленными вязкостью вмещающей жидкости и гидравлическое транспортирование таких смесей может производиться в ламинарной области течения при средних скоростях и градиентах сдвига, определяемых реологическими характеристиками гидросмесей как неньютоновских жидкостей.

Основные научные положения, выносимые на защиту:

1. Физическая модель деформации мелкофракционных вязкопластических гидросмесей, отличающаяся от модели для бингамовских пластиков и основанная на особенностях возникновения и проявления реологических свойств, обусловленных эффективной, структурной и пластической вязкостью.

2. Математическая модель течения вязкопластических гидросмесей по промышленным трубопроводам, отличающаяся тем, что устанавливает зависимость среднего объемного расхода смеси, как суммы расходов образующихся концентрических зон течения в функции напряжений сдвига, при линейном законе изменения концентрации твердой фазы в поперечном сечении трубопровода и соответствующим изменением вязкости гидросмеси в зонах течения.

3. Закономерности формирования и проявления реологических характеристик концентрированных гидросмесей, учитывающие структурные и пластические свойства вязкопластической смеси в виде структурной и пластической вязкости, являющихся функциями концентрации твердой фазы в ядре и кольцевой области потока, соответственно.

4. Закономерности изменения вязкости в поперечном сечении взвесенесу-щего двухфазного потока при линейном законе изменения концентрации в кольцевой области потока.

5. Теоретические зависимости потерь энергии при течении высококонцентрированных межофракционных гидросмесей от их реологических характеристик.

Обоснованность и достоверность научных положений, основных выводов и рекомендаций определяются использованием фундаментальных положений гидромеханики, прикладной математики, классических методов математического анализа, тензорной алгебры и подтверждается сопоставимостью результатов теоретических исследований с натурными измерениями, экспериментальной проверкой и использованием результатов исследований в промышленных условиях.

Научная новизна диссертационной работы заключается в разработке новой математической модели и теоретических закономерностей течения псевдопластических жидкостей и интерпретации уравнений Бингама и Бу-кингама для условий гидравлического транспортирования высококонцентрированных полидисперсных гидросмесей по промышленным трубопроводам, а также в:

- разработке механизма формирования и проявления реологических свойств концентрированных межофракционных гидросмесей при течении их по трубопроводам;

- обосновании зависимости вязкопластических свойств гидросмесей от структуры потока и распределения концентрации твердой фазы по его сечению;

- в разработке новых безразмерных параметров вязкоплатического потока гидросмеси, устанавливающих функциональную зависимость объемного расхода от напряженного состояния и реологических свойств тела течения;

- в определении зависимости энергетических характеристик взвесе-несущего потока от его вязкопластических и реологических свойств и установлении закономерностей снижения единичных затрат энергии на транспортирование при изменении массового расхода системы.

- в обосновании методики выбора насосного и сгустительного оборудования для систем гидравлического транспортирования высококонцентрированных гидросмесей;

- в разработке методики расчета параметров гидравлического транспортирования при оптимальном соотношении массового расхода и энергетических потерь.

Практическое значение работы:

-теоретическое обоснование зависимости величины энергоемкости кости процесса гидравлического транспортирования от концентрации твердой фазы и установлении основных расчетных зависимостей;

- разработка методики расчета параметров гидравлического транспортирования высококонцентрировайных гидросмесей для выбора насосного и сгустительного оборудования;

- обоснование критериев повышения эффективности и снижения энергоемкости эксплуатации гидротранспортных систем на предприятиях горной промышленности;

- разработаны алгоритм и программа компьютерного моделирования и расчета систем гидравлического транспортирования продуктов переработки минерального сырья на горных предприятиях.

Реализация результатов работы:

- полученные научные результаты и разработанная методика расчета приняты институтом "Механобр инжиниринг" для использования при проектировании гидротранспортных систем на горно-обогатительных предприятиях металлургической промышленности. - результаты работы были использованы при реконструкции закладочных комплексов и системы гидротранспорта хвостовой пульпы ОФ № 3 на Джезказганском горнометаллургическом комбинате; на рудниках "Тишинский", "40 лет ВЛКСМ" и "Риддерский" Лениногорского полиметаллического комбината; на шахте "Заполярная" ОАО "Воркутауголь" в схеме сгущения, транспортирования и утилизации угольной просыпи.

Апробация работы. Работа и ее отдельные положения докладывались на межкафедральных семинарах горно-электромеханического факультета СПГГИ (ТУ); на 6-ой Международной конференции по цроблемам гидротехники (Шклярская Поремба, 6-8 мая 1996 г., Польша); на Международной конференции по проблемам трубопроводного транспорта и качества воды (Познань, 3-7 июня 1996 г., Польша), на IV и V Международных горно-геологических симпозиумах (Санкт-Петербург, СПГГИ (ТУ) - ноябрь 1996 г., октябрь 1997 г.); на 9-й Международной конференции по проблемам гидравлического транспорта (Краков 2-5 сентября 1998 г., Польша).

Декларация конкретного личного вклада в разработку научных результатов, выносимых на защиту - формулирование научной проблемы, цели, научных положений и задач исследований; составление дифференциальных уравнений и решении их; систематизации результатов экспериментальных исследований; разработке методик экспериментальных исследований; разработке методик расчета и рекомендаций для цромыпшенности.

Публикации. Научные результаты, полученные в диссертационной работе, опубликованы в 65 печатных трудах.

Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, 5 глав, основных выводов и рекомендаций, списка использованной литературы; содержит 300 страниц, 45 рисунков, 30 таблиц. В Приложениях приведены дополнительные материалы по экспериментальным данным и обработке результатов, информационно-техническая и справочная документация.

Общие выводы по результатам выполненных исследований сводятся к следующим основным положениям:

1. Теоретически и экспериментально установлено, что гидросмеси продуктов переработки полиметаллической руды образуют седиментаци-онно устойчивые неньютоновские жидкости, подобные бингамовским пластикам, проявляющие реологические свойства в виде начального (статического) напряжения сдвига, структурной и пластической вязкости, численные значения которых изменяются в поперечном сечении потока в зависимости от градиента скорости деформации и концентрации твердой фазы.

2. Доказано, что к высококонцентрированным относятся гидросмеси продуктов переработки руды, подобные неньютоновским жидкостям, течение которых сопровождается существенным проявлением начального (статического) напряжения сдвига, определяемого критической объемной концентрацией твердой фазы, среднее значение которой составляет 20 %.

3. Теоретически получена новая реологическая модель потока вязко-пластической гидросмеси при рассмотрении деформационного состояния элементарного объема жидкости, подверженного воздействию внешней силы и общего тензора напряженного состояния, включающего сумму нормальных и касательных напряжений. На основе анализа изменений скорости деформации и пространственного положения через градиент скорости были получены значения деформаций.

4. Полученная математическая модель вязкоплаетических гидросмесей выражает собой общий случай течения гидросмесей с изменяющимися по сечению потока концентрацией твердой фазы, вязкости и относительного напряжения сдвига, являющимися основными параметрами состояния гидродинамической системы и устанавливает новую функциональную зависимость среднего объемного расхода гидросмеси от основных параметров.

5. Выведены новые функциональные зависимости основных параметров деформационного состояния (относительного напряжения сдвига, структурной и пластической вязкости) от концентрации твердой фазы и установлено, что критерием деформационного состояния вязкопластиче-ского потока гидросмеси является относительное напряжение сдвига, равное отношению начального (статического) напряжения к напряжению на стенке гидротранспортного трубопровода;

Относительное напряжение сдвига изменяется в интервале значений 1 - 0 и уменьшается с увеличением градиента скорости деформации и средней скорости потока.

6. Впервые математическая модель выражена в безразмерной форме, позволяющей производить ее анализ в широком диапазоне относительных значений основных параметров вязкопластического потока гидросмеси и его деформационного состояния как функцию двух аргументов - относительного напряжения и коэффициента структуры.

7. Экспериментальные лабораторные и промышленные результаты совпадают с основными теоретическими положениями физико-математической модели вязкопластических гидросмесей, как неньютоновских жидкостей, а полученные эмпирические формулы (относительное напряжение сдвига, вязкость и соответствующие коэффициенты) позволяют производить количественную оценку основных параметров, дополняют и расширяют область использования теоретических закономерностей.

8. Установлено, что затраты энергии на транспортирование вязко-пластических гидросмесей в ламинарном режиме течения, в виде потерь напора по длине трубопровода, определяются формулой Дарси-Вейсбаха и получена новая формула для коэффициента гидравлических сопротивлений, учитывающая деформационное состояние вязкопластического потока относительным напряжением сдвига и коэффициентом пластичности.

9. Методика расчета систем гидравлического транспорта устанавливает соотношения между основными параметрами деформационного состояния вязкопластичного потока, являющимися функциями одной переменной - концентрации; выведены новые расчетные формулы и разработан алгоритм расчета систем гидравлического транспорта для произвольного диапазона производительности гидротранспортной системы, который может быть использован для создания пакета новых прикладных программ по компьютерному моделированию при исследовании, расчете и проектировании гидротранспортных систем в САПР и IBM PC.

10. На примере реконструкции действующей системы гидротранспорта в технологии приготовления закладочной смеси доказана технико-экономическая эффективность гидравлического транспортирования гидросмесей с высокими концентрациями твердой фазы.

Экономический эффект достигается за счет снижения удельной энергоемкости процесса, уменьшения объема транспортируемой гидросмеси и диаметра трубопровода при одинаковых количествах твердого материала, с фактическим сокращением годового расхода электроэнергии на 15905х106 кВт-ч и уменьшением металлоемкости системы гидравлического транспорта в 3,5 раза. л

11. В диссертационной работе показано, что для гидравлического транспортирования гидросмесей высоких концентраций эффективно применение высоконапорных насосов (поршневых или плунжерных), а для приготовления гидросмесей с высокими концентрациями твердой фазы должны применяться тонкослойные сгустители пластинчатого типа, обеспечивающие высокую степень сг ущения исходной гидросмеси и осветления оборотной воды.

12. Основным методом исследования, использованным при разработке математической модели и методики расчета, являлся феноменологический с применением основных зависимостей классической гидравлики, гидромеханики, тензорной алгебры, дифференциального и интегрального исчисления и экспериментальный с использованием элементов математической статистики и регрессионного анализа для обработки результатов экспериментальных исследований.

1. Оффенгенден Н.Е. Оборудование и средства магистрального гидротранспорта. В кн.: Дальний трубопроводный транспорт сыпучих материалов. ДонУГИ. Сборник 31. М., "Недра", 1966.

2. Исследования эффективности и надежности работы трубопроводов. П этап договора № 16. ВНИЙтранс "Прогресс". М., 1975.

3. Лобанов Д.П., Смолдырев А.Е. Гидромеханизация геологоразведочных работ. М., "Недра", 1971.

4. Литвинов В.М., Николаев К.И. Анализ работы бурового насоса 12Гр при высоких давлениях. "Машины и нефтяное оборудование". 1966, № 3.

5. Разработка рекомендаций по повышению надежности гидротранспортных комплексов предприятий цветной металлургии на примере Норильского ГМК. Отчет по НИР. ЛГИ. Л., 1981.

6. Антонов В.А. и др. Техника и экономика непрерывного транспорта на горных предприятиях. М., "Недра", 1967.

7. Баренблат Г.И. О движении взвешенных частиц в турбулентном потоке. "Прикладная математика и механика", т. 19, 1958.

8. Великанов М.А. Обоснование гравитационной теории движения наносов. "Метеорология и гидрология", 1938, № 9-10.

9. Великанов М.А., Михайлова H.A. Влияние крупномасштабной турбулентности на пульсацию мутности. Изв. АН СССР, серия геогр. и гео-физ., 1950, т. XIV, № 5.

10. Ю.Виноградова В.И. Некоторые вопросы экспериментального исследования взвееенесущих потоков. Сообщение АН Груз. ССР, 1963, т. 32, № 1.

11. И.Гончаров В.Н. Основы динамики русловых потоков.Л. Гидрометеоиз-дат, 1954.

12. Дементьев М.А. О расчете наивыгоднейшего режима гидротранспортных систем. Изв. ВНИИГ, т. 50, 1953.

13. Покровская В.Н. Исследование процесса транспортирования гидросмесей высокой консистенции. Сб. "Гидродобыча угля", ЦНИИТЭИуг-ля, 1968.

14. Покровская В.Н. Пути повышения эффективности гидротранспорта. Сб. "Гидродобыча угля". ЦНИИТЭИ угля, 1968, № 5.

15. Силин H.A. Гидравлические сопротивления при движении воды и водо-грунтовой смеси в трубопроводах больших диаметров. Сб. "Гидромеханизация земляных и открытых горных работ". М-Л., Гос-энергоиздат, 1961.

16. Силин H.A., Витошкин Ю.К. Гидротранспорт угля в трубопроводах и методы его расчета. Изд-во АН УССР, 1964.

17. С илин H.A., Витошкин Ю.К., Карасик В.М., Очередько В.Ф. Гидротранспорт. Изд-во "Наукова Думка", Киев, 1971.

18. Покровская В.Н. Пути повышения эффективности гидротранспорта. Изд-во "Недра", 1972.

19. Покровская В.Н. К вопросу экономичных скоростей при гидравлическом транспорте. Сб. "Гидродобыча угля". ЦНИИТЭИугля. 1966, № 5.

20. Коберник С.Г., Войтенко В.И. Напорный гидротранспорт горнообогатительных комбинатов. "Наукова думка", 1967.

21. Михайлова H.A. Перенос твердых частиц турбулентным потоком. Л., "Госметеоиздат", 1966.

22. Фидман Б.А. Экспериментальные исследования статических характеристик турбулентных потоков при наличии шероховатости стенок. М. изд. АН СССР, 1946.

23. Sobota J. Phenomenological model of the relationship between hydraulic gradient and solid-liquid mixture velocity in horizontal pipelines. Wroclaw. 1987.

24. Durand R., Condolios E. Transport hydraulique et decantation des materiaux solids. Grenoble, 1952.

25. Korbel K. Radioizotopowe badania kinematyki hydromieszanin grubodyspersyjnych. Zesz. nauk. AG-H, Krakow.

26. Newitt D.M., Richardson J.F., Shook C.A. Distribution of particles and slip velocirties. Interaction between fluids Mid particles. /London. Inst. Chem. Engrs/, 1962.

27. Sobota J. Model poslizgowy jako podstawa obliczania spadku cisnienia w hydraulieznym transporcie rurowym. V Seminarium Transport i sedimentacia cz^stek stalych, referat B6, 3-7. 09. 1984, Wroclaw.

28. Карасик B.M., Асауленко И.А., Витошкин Ю.К. Интенсификация гидротранспорта продуктов обогащения горно-обогатительных комбинатов. Киев, 1976. 155 с.

29. Инструкция по гидравлическому расчету систем напорного гидротрас-порта грунтов (П59-72). Л., 1972.

30. Временные технические указания по гидравлическому расчету систем напорного гидротранспорта хвостов и концентратов обогатительных фабрик / "Механобр", ИГМ АН УССР. Л., 1979.

31. Асауленко, Ю.К. Витошкин и др. Теория и прикладные аспекты гидротранспортирования твердых материалов. Киев, 1981. 364 с.

32. Альтшуль А.Д., Киселев П.Г. Гидравлика и аэродинамика. М., 1975. 327 с.

33. Руководство по проектированию систем гидротранспорта продуктов обогащения цветной металлургии / "Механобр". Л., 1986.

34. Джваршеишвили А.Г. Ситемы трубного ьранспорта горнообогатительных предприятий. М., 1981.37,Офенгенден Н.Е., Джваршеишвили А.Г. Технология гидродобычи и гидротранспортирования угля. М., 1980.

35. Юфин А.Н. Гидромеханизация. М., 1974.

36. Дементьев М.А. Обпще уравнения и динамическое подобие взвесенесу-щих потоков. Ü Известия ВНИИГ им. Б.Е. Веденеева. 1963.-73.- С. 25-35.

37. Дементьев М.А., Печенкин М.В. Поля концентрации взвеси и кинематика взвесенесущих потоков. // Известия ВНИИГ им. Б.Е Веденеева. 1964. -75. С. 33-58.

38. Силин H.A. Исследование напорных взвесенесущих потоков высокой концентрации: Дисс. . . . д-ра техн. наук.-Киев, 1964. -215 с.

39. Силин H.A., Витошкин Ю.К. Гидротранспорт угля по трубам. Киев: Наукова Думка, 1964. - 88 с.

40. Силин H.A., Пшценко И.А., Очередько В.Ф. Соотношение между действительной и расходной консистенциями при движении взвесенесущих потоков в трубах. // Гидротехника и гидромеханика. 1964,- Вып. 16. С. 56-61.

41. Силин H.A., Карасик В.М., Жога В.А. Факторы, определяющие вкличи-ну основных параметров гидротранспорта. // Гидромеханика. 1973. -вып. 25. - С. 25-29.

42. Смолдырев А.Е. Трубопроводный транспорт. М:: Недра, 1970. - 272 с.

43. Смолдырев А.Е. Гидро-и пневмотранспорт. М.: Недра, 1975. 383 с.

44. Юфин А.П. Напорный гидротранспорт. -М.: Госэнергоиздат. 1950-203 с.

45. Юфин А.П., Данильченко Н.В., Тарасов В.К. Определение связи между локальными и интегральными характеристиками многофазного потока. // Движение наносов и гидравлический транспорт. Л., 1971. - С. 32-34. -(Тр. Координац. совещ. по гидротехнике. Вып. 57).

46. Криль С.И., Белиловский Е.Л. Мера локального насыщения потока взвесью и ее связь с объемной концентрацией. // Гидромеханика. 1971. -Вып. 18. - С. 54-59.

47. Криль С.И. Уравнения механики полидисперсных взвесенесущих потоков. //Гидромеханика. 1978. - Вып. 27. С. 66-76.

48. Криль С.И. Метод определения гидравлических сопротивлений при движении гидросмесей по горизонтальным трубам. // Гидромеханика. -1980.-Вып. 31. С. 91-98.

49. Маюсавеев В.М. К теории турбулентного режима и взвешивания наносов. //Изв. Гос. гидрол. ин-та. -1931. С, 5-26.

50. Маккавеев В.М. О теории движения турбулентных потоков, содержащих взвешенные наносы. // Изв. АН СССР. ОТН. № 2. - С. 262-279.

51. Einstein А. Ann. Phys., 19, 286, 1906.

52. Tinstein А. Ann. Phys., 34, 591, 1911.

53. Kahn A. Clay and clay Minerals. Pergamon Press. 1959.

54. Van Olphen Clay and clay Minerals. Pergamon Press. 1959.

55. Parzonka W. Hydrauliczne podstawy transportu rurowego mieszanin dwufazowych. Skrypty Akademii Rolniczej we Wroclawiu, № 59, 1977.

56. Thomas D.G. Ai.Ch.E. Journ. 55, 12, 1963.

57. Thomas D.G. A.I.Ch.E. Journ. 8,1962.

58. Thomas D.G. A.LCh.E. Journ. 7, 1961.

59. Vocadlo J.J. Proceed. Confer, on Flow of non-Newtonian Fluids and Dispersed Systems. Prague. 1966.

60. Комплексные исследования схемы сгущения и гидротранспорта закладочной смеси на основе хвостов переработки ОФ №3 ДГИК. Отчет по НИР х.д. № 3/88. Л., ЛГИ, 1989.

61. Александров В.И., Джунусов И.Ш. Влияние вязкости гидросмеси на прочность закладки. // Прикладные аспекты гидротранспортирования продуктов обогащения минерального сырья: Междувед. сб. науч. тр./ "Механобр". Л., 1987. С. 116-119.

62. Chow Joseph C.F. Hydrotransport 1, Bedford, Fl, 1970.

63. Hayness F. Hydrotransport 1, Bedford, F4, 1970.

64. Happel D.S., Brenner J.K. Hydrotransport 1, Bedford, H5, 1970.

65. Нурок Г.А. Гидромеханизация горных работ. M. Гоегортехиздат, 1959.

66. Govier G.W., Charlies М.Е. Eng. J. Canada, 44, 8, 1961.

67. Ostwald W. Kolloid Ztg., 1925.

68. Гидродинамическое взаимодействие частиц в суспензиях. Перевод с английского В.Г. Маркова под редакцией Ю.А. Буевича. Издательство "Мир", Москва, 1980.

69. Чабан С. Факторы трения при течении реологических смесей по трубопроводам. "Обогащение руд", № 6, 1992.

70. Юфин А.П. Гидравлика сооружений и динамика речных русел. Издательство АН СССР. Москва 1959.

71. Трайнис В.В. Параметры и режимы гидравлического транспортирования угля по трубопроводам.

72. Трайнис В.В. Исследование и разработка методов расчета гидравлического транспортирования угля по трубопроводам в турбулентном и вяз-копластичном режимах. Автореферат диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук. Москва. 1969.

73. Булина И.Н. Транспорт структурообразующих суспензий высоких плотностей по трубам. Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук. Москва. 1960.

74. Ерохин С.Ф. Исследование параметров трубопроводного транспорта пластифицированных водоугольных суспензий. Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук. Москва. 1980.

75. Незаметдинов А.Б. Псевдовязкость однофракционных гидросмесей. В кн: Совершенствование техники и технологии складирования отходов в условиях комплексного использования недр. Л., 1984. с. 22-27 (Сб. науч. тр/Механобр).

76. Romanowsky V.S. Recherches sur les proprittes phisique des sediments. These Universite de Paris. 1946.

77. Michon X. Journal de Hydraulique. Alger. 1954.

78. Migniot C. La Houille Blanche. Nr. 7. 1968.

79. Wolski W.M. Acta Technica Acad. Sc. Hungaricae. Nr. 63. 1968.

80. Volarowitsch M.P., Tolstoi D.M. Kolloid Ztg. 1935.

81. Филатов Б.С. Коллоидный журнал. Вып. XVI. 1954.

82. Babbitt Н.Е., Caldwell D.H. Trans. A. I. Ch. Eng. Nr. 37. 1941.

83. Ласков И.М. Водоснабжение и санитарная техника. Nr. 7. 1960.

84. Nesstum A.A., VajdaR.L. Magazine of Concrete Research. Nr. 17. 1965.

85. Алексеев C.H. Механика строительства. Nr. 9. 1952.

86. Loadwick F. Hydrotransport 1. Bedford. Dl. 1972.

87. Elliott D.E., Gliddon B.J. Hydrotransport 1. Bedford. D2. 1972.

88. Reiner M. Deformatiom, Strain and Flow. London. 1960.

89. Metzner A.B. Chemical Engineering Prograss. Nr. 50. 1969.

90. Metzner A.B., Reed J.C. Chemical Engineering Journ. Nr. 12. 1972.

91. Налимов В.В. Теория эксперимента. М., "Наука", 1971.

92. Гидродинамика межфазных поверхностей: Сб. статей. Пер. с англ./Сост. Ю.А. Буевич, JI.M. Рабинович, М.: Мир, 1984.

93. H.JI. Повх. Техническая гидродинамика. Изд. "Машиностроение", М.-Л., 1964.

94. Уилкинсон У.Л. Неньютоновские жидкости. М., Мир, 1964.

95. Carreau P.J. Trans. Soc. Rheol., v. 16, 1972.

96. Astarita G., Marucci G. Principles of Non-Newtonian Fluid Mechanics. McGraw-Hill, London, 1974.

97. ЮО.Ребиндер П.А. Физико-химическая механика. Серия IV, № 40. М., 1958.

98. Гориславец В.М., Дунец А.К. Исследование реологических свойств концентрированных суспензий при наличии пристенного эффекта. Инженерно-физический журнал, т. 29, № 2, 1975.

99. Alexandrov V.I. Some Experimental Studies on Waste Copper Ore of High Concentration Slurry Transport. Prace Naukowe Instytutu Geotechniki i Hydrotechniki Politeclmiki Wroclaskiej, Nr. 71, Wroclaw, 1996.

100. Реология. Теория и приложения. Под редакцией Ф. Эйриха. Перевод с английского под общей редакцией Ю.Н. Работного и П.А. Ребиндера. Изд."Иностранная литература", Москва, 1962.

101. Ferguson J., Kemblowski Z. Appliewd fluid rheology. Elsevier applied science. London and New-York. 1991.

102. Ю5.Воднев В.Г., Наумович А.Ф., Наумович Н.Ф. Математический словарь высшей школы. Москва. Издательство МПИ, 1989.

103. Юб.Келль Л.Н. Гравитационные процессы обогащения. ЛГИ, Л., 1979.

104. Кремер Е.В., Нагаев Р.Ф., Пряничников Е В. Гидродинамика тонкослойных сгустителей и принципы их конструирования. Обогащение руд, 1985, № 3.

105. AIexandrov V.l. Characteristics of flow with solid particles in sloted channel of restangular cross-section.

106. Промышленные испытания пластинчатого сгустителя в схеме обезвоживания хвостов текущей переработки. Отчет по НИР. ЛГИ, Л., 1983.

107. И2.АгроскинИ.И. Гидравлика. Госэнергоиздат. М.-Л. 1954.

108. Исследование и установление оптимальных режимов гидротранспорта сгущенной гидросмеси./ Промежуточный отчет по НИР № 3/88. ЛГИ. Л., 1988.

109. Комплексные испытания схемы сгущения и гидротранспорта закладочной смеси на основе хвостов переработки ОФ № 3 ДГМК./ Отчет по теме № 3/88. ЛГИ. Л., 1989.

110. И5.Александров В.И. Расчет камерных и пластинчатых сгустителей про-тивоточного типа. В кн.: Транспорт в горной промышленности. М., "Недра", 1985, с. 36-43.

111. Александров В.И. Исследование основных параметров пластинчатого сгустителя. В кн.: Совершенствование техники и технологии складирования отходов в условиях комплексного использования недр. Л.Ю 1984, с. 47-51. (Сб. научных трудов Механобр).

112. Александров В.И. Методика расчета и результаты опытно-промышленной эксплуатации пластинчатого сгустителя. В кн.: Прикладные исследования гидротранспортирования продуктов обогащения минерального сырья. Междувед. сб. науч. тр./Механобр. Л., с. 88-91.

113. Александров В.И., Докукин В.П. Влияние наклона пластин на основные параметры пластинчатого сгустителя. Тезисы докладов научно-технического семинара "Совершенствование учебно-методической работы . . " ЛГИ. Л., 1988.

114. И9.Александров В.И., Сергеев Е.В. Сгущение хвостов текущей переработки в аппаратах пластинчатого типа. Тезисы докладов научно-технической конференции "Гидротранспорт-86". Москва, 11-13 сентября 1986.

115. Александров В.И. Теоретический анализ процесса осаждения в сгустителях с наклонными пластинами. Материалы семинара 14-16 февраля 1989, с. 70-73. Лениградский дом научно-технической пропаганды.

116. Александров В.И., Кулешов А.А. Системы гидротранспорта горных предприятий. Горный журнал, №1, 1993, с. 16-21.

117. Александров В.И., Незаметдинов А.Б. Устанновка для гидравлического транспортирования суспензий. А.с. № 1133196. Бюллетень изибрете-ний№ 1,1985.

118. Александров В.И., Ерофеев Н.Н. Сгуститель. А.с. № 10887459. Бюллетень изобретений № 16, 1984.

119. Александров В.И. Ерофеев Н.Н. Сгуститель А.с. № 1690811. Бюллетень изобретений № 16, 1994.

120. Алекеандров В.И., Ерофеев Н.Н. Пластинчатый сгуститель. А.с. № 1632459. Бюллетень изобретений № 9, 1991.

121. Dliker D.R., Ienson V.G. The Inclined settling of dispersed suspension of spherical particles in sguare-section tubes. Canad. J. Chem. Eng., 1954, № 10, p. 191-195.

122. Кудрявцев H.A., Михотов B.B., Прокин А.И. Расчет эффективности разделения суспензий в каналах тонкослойных сгустителей. Теоретические основы химической технологии, 1981, т. 15, № 1, с. 73-78.

123. Wang G. Gravitation déposition of particles from laminar flows in inclined channals. J. Aérosol Sci., Res., 1975, v. 6, p. 191-214.

124. Демура M.C. Проектирование тонкослойных отстойников. Киев: Бу-дивельник, 1981.

125. Механо-математическое исследование процесса сгущения минеральных пульп с целью его интенсификации. Отчет о научно-исследовательской работе. - институт Механобр, Л., 1983.

126. Клец А.Н. Разработка и исследования механизированного комплекса оборудования для сгущения хвостовых пульп. Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук. Л., 1978.

127. Исследование и разработка способов обезвоживания хвостов текущей переработки. Отчет по теме № 27/82. ЛГИ, Л., 1982.

128. Сгущение хвостовых пульп в сгустителях пластинчатого типа. Отчет по НИР № 54/82. ЛГИ, Л., 1983.

129. Промышленные испытания пластинчатого сгустителя в схеме обезвоживания текущих хвостов обогащения. Отчет по НИР № 8/83. ЛГИ, Л., 1983.

130. Разработка способов повышения эффективности осветления слива и разгрузки сгущенного продукта в аппаратах пластинчатого типа. Отчет по НИР № 46/84. ЛГИ, Л., 1984.

131. Разработка параметрического ряда пластинчатых сгустителей, Внедрение сгустителей на одном из предприятий Каз. ССР. Отчет по НИР № 2/85. ЛГИ, Л., 1985.

132. Нанто С., Сюто Н. Теоретический анализ процесса осаждения в отстойниках с наклонными пластинами. Перевод яп. языка. - М.: Всесоюзная книжная палата, 1971 - Суйдо Кекей дзасса, 1968, № 1409, 13.

133. Rubin Е., Rahavi Е. Enconced settling rates of solid suspension in presence of inclined planes. Water, AJChE Simposium ser., 1975, v. 71, № 151, p 275-285.

134. Graham W., Lama R. Sedimentation in inclined vessels. Canad. Eng. 1963, №2, p. 31-32.

135. Великанов M.A. Движение грунтов. Гостоптехиздат, М-Л, 1947.

136. Экономика строительства магистральных трубопроводов. М., Стройиздат, 1977.

137. Юфин А.П. Гидромеханизация. М., Стройиздат, 1965.144 .Методика оценки социально-экономической эфективности использования твердых отходов предприятий цветной металлургии. Алма-Ата, 1985.

138. Комплекс сооружений по использованию хвостов обогащения для закладки шахт П очередь. Технический проект, том I. Книга I, Механобр, Л., 1982.

139. Bagley E.B. Schreiber Н.Р. In Pheology, Vol. 5, ed. F.R. Eirich. Academic Press, New York, p. 93.

140. Александров В.И. Насосы. / В кн.: Покровская В.Н. Трубопроводный транспорт в горной промышленности. М., Недра. 1986, с. 9-16.

141. Лойцянский М.И. Механика жидкости и газа. Издательство "Высшая школа", Москва, 1971.

142. Характеристики систем гидротранспорта предприятий цветнойметаллургии

143. Предприятие Режим рабо- Трубопровод Тип, число насосов

144. ОФ) ты системы Диаметр, мм Длина, м ПНС-1 ПНС-21 2 3 4 5 6

145. Джезказганский ГМК: ОФ№ 1, № 2 Тоже 1220 3x2500 28ГР-8, (5) 28ГР-8, (4)

146. ПО "Дальпо-лимегалл": ЦОФ Тоже 299 4000 8ГР-8м, (6) 8ГР-8м,(6)

147. Тырныауз-скийВМК Напорно-самотечный 620 800 11200 20ГР-8т,(3) 20ГР-8, (3)

148. Зыряновский СЦК ГМК "Печенга-никель", ОФ№ 1 Напорный Тоже 820 600 800 4300 4300 1200 12ГРК-8, (6) 20ГР-8т, (3)

149. Алтайский ГОК Африкандское РУ То же Тоже 400 300 260 2000 10ГРУЛ-8, (3) 6ГРТ-8, (2)

150. Урупский ГОК Тоже 300 1600 8ГРК-8, (4) НГРК-8, (2)

151. Гайский ГОК Учалинский ГОК Тоже Напорный 425 300 500 2x1700 4x17802 12ГР-8, (3) 12ГРК-8, (5)1 2 3 4 5 6

152. Кировоградский медеплавильный комбинат Красноураль- скийМК, Турьинский медный рудник; Сорьинский шламонако-питель Напорный Тоже То же 273 219 270 270 3x910 3x1000 1500 800 8ГРК-8, (4) 6ПС-9, (1) 8ГРК-8, (2) 8ГРК-8, (6) ЗГРК-8, (8) 8НП, (2)

153. Дегтярное РУ, Пыш минский рудник Тоже 250 120 НП-8, (2)

154. Башкирский медно-серный комбинат Тоже 500 3x270 12ГРК-8, (6)

155. Карабашский МК Среднеураль-ский медепла-вильный комбинат Тоже То же 200 630 4x700 9368 6НП, (4) 12ГРК-8, (3) 4К-6а, (2) НПВ-50, (1) 12ГРК-8, (3) 4К-6а, (2) НПВ-50, (1)

156. Иршинский ГОК, Лемненский рудник То же 500 1050 10ГРУ-8л,(3)

157. Хапчерангискйй оловокомбинат Тоже 203 800 6НП, (2)

158. Салаирский ГОК, свицовю-цинковая ОФ То же 400 130 12ГРК-8, (6) 12ГРК-8, (6)

159. Хрустальнен-ский ГОК, Центральная ОФ То же 600 2600 16ГРУ-8, (3)

160. Шерловогорс-кий ГОК То же 630 2000 12ГРТ-8, (2)

161. Солнечный ГОК, Солнечная ОФ То же 425 175 12ГРТ-8т, (3) 12ГР-8т, (3)

162. Калагуйский ПШК, рудник "Усугли"; Тоже 115 2900 НПГ-3, (3)р-к "Калангуй" Напорный 300 4680 НПГ-3, (3) 1 2 3 4 5 6

163. Ярославский ГОК Напорный 377 3x1100 8ГРК-8, (7)

164. Лениногорский полимеггаллич. комбинат (ПК) То же 800 4700 20ГР-8т, (3) 20ГР-8Т, (3)

165. Иртышский ПК, Белоусовский рудник То же 350 3x430 8ГР-8т, (6)

166. Текелийский СЦК, ОФ Тоже 310 8600 12ГР-8т, (3)

167. Иртышский ПК, Березовская ОФ Садонский СЦК, Мизурская ОФ Тоже Тоже 200 300 3x170 2x1750 8ГРБ-8, (2) 5ГРТ, (2) 6П7, (2) 8ГР-8м, (2)

168. Ловозерский ГОК Кадамджайский ГОК,ОФ Тоже То же 450 325 159 1400 1000 420 8ГРК-8, (5) 5ГР-8, (3) 5ГР-8, (3)

169. Терексайская ОФ То же 159 60 НП-З, (2)

170. Вкрхнеднепровс-кийГМК Тоже 1200 2x3902 28ГР-8, (4)

171. Ленинабадский комбинат редких металлов То же 194 2450 НП-4, (3)

172. Павлодарский алюминиевый завод (ПАЗ) Богословский АЗ Ачинский Тоже То же 530 477 530 5800 2629 500 12ГР-8т2, (2) 12Г-7, (2) 12ГРТ-8, (1) 12ГР-8т2, (2) 12ГРТ-8, (2)глиноземный комбинат То же 530 3x1500 12ГРТ-8. (3)

173. Бокситогорский завод 111110 "Глинозем" То же 300 1250, 1180, 2600,2500 12ГРТ 10ГРТ

174. Иркутский АЗ • Тоже 159 1890 НПГ-3, (2)

175. Днепровский АЗ Тоже 273 325 40000 ГРТ800/71, (3) ГРТ800/71, (3)

176. Уральский АЗ Напорный 325,428 12715 6П-7, (2) 8ПС-10, (1) 12ГР-7, (2) 12ГР-12, (1)1. Продолжение таблицы1 2 3 4 5 6

177. Братский АЗ Напорный 150 1100 НПГ-3, (4)

178. Полевский 600 10ГРУЛ-8,(2)криолитовый То же 246 2x600 8ГРК-8, (1) завод 219

179. Комбинат То же 89 150 НПГ-3, (2)1. Тувакобальт"

180. Побужский Тоже 100 124 ЗГРТ-8, (4)никелевый завод 1. Ш1-430 НП-4301. НГМК, фирмы фирмы

181. Надежденский "Гумбольд "Гумбольдметаллургически То же 300 14200 Ведаг", (3) Ведаг", (4)й завод

182. Балхашский ГМК То же 1000 3x1000 ГРТ1250/71, ГРТ4000/71,500 2x1000 (3) (8)1. Иршинский ГОК, доводочная фабрика То же 219 2000 8ГР-8, (2) 1. Вишневогорское

183. РУ, ОФ № 5к То же 530 1840 8ГРК, (3)

184. Сорский ММК Тоже 500 3600 167РУ-600 2000/63, (3)

185. Ингичкинское РУ Тоже 325 806 8ГРК-8, (2)

186. Никитовский РК Тоже 300 260 8ПС-10, (5) 08РУ8П,(5)1. Джидинский вмк То же 820 1700 ЗГМ-Зм, (3) ЗГМ-2м, (3)

187. Карамкенский Напорно- ПБ-216/56,

188. ГОК принудительный 219 2660 (4)