Скважинные гидротехнологии пластовых месторождений

Размещено на http://www.allbest.ru/

Министерство образования и науки Российской Федерации

Технический институт (филиал) федерального государственного автономного образовательного учреждения высшего профессионального образования «Северо-Восточный федеральный университет имени М.К. Аммосова» в г. Нерюнгри

Курсовая работа

Тема: «Скважинные гидротехнологии пластовых месторождений»



ВВЕДЕНИЕ

В странах СНГ после распада СССР произошло резкое сокращение объемов производства минерального сырья, причем не столько вследствие экономических обстоятельств, сколько в силу политических причин. Это усугубляется усложнением горно-геологических условий разрабатываемых месторождений, моральным и физическим износом горной техники, отказом многих территорий от производства работ, так называемым «открытым способом», потерями квалифицированных кадров, удушающим действием налоговой системы.

Возобновление объемов добычи, многих полезных ископаемых титана, циркония, урана, марганца, хромитов и многих других видов рудного и нерудного сырья является одной из приоритетных задач горной промышленности России.

В связи с тем, что на территории России в настоящее время практически не ведутся геологоразведочные работы по выявлению новых месторождений, существенный прирост добычи минерального сырья может быть обеспечен за счет промышленного освоения уже разведанных запасов, залегающих на значительных глубинах, путем перехода на подземную безлюдную гидравлическую добычу погребенных залежей при активном использовании новейших достижений горной науки и техники (СГТ - скважинную гидротехнологию).

Еще в 1932 году в США Эдвином Клайтором и в 1936 г. в СССР П.М. Тупицыным был предложен способ скважинной гидродобычи (СГД) - один из вариантов СГТ, в результате использования которого, через скважины на поверхность земли поступают разрушенные на месте залегания горные породы и руды в виде гидросмеси. Лишь спустя 30 лет была начата разработка технологии СГД в горном Бюро США и, начиная с 1964 г., сотрудниками ГИГХСа на месторождениях фосфоритов в Прибалтике. В 70-х годах сотрудники кафедры «Геотехнология» Московского геологоразведочного института под руково-дством Н.И. Бабичева начали разработку технологии и технических средств СГД для месторождений урано-фосфорных руд. С 1987 г. с началом конверсии уранодобывающей промышленности началось интенсивное использо-вание новой технологии на предприятиях геологоразведочной отрасли, прежде всего для извлечения технологических проб объемом от сотен килограмм до нескольких тысяч тонн, позволяющих повысить достоверность геологоразведочных данных, отказавшись от проходки дорогостоящих разведочных шахт, шурфов, штолен, а также карьеров. Способом СГД подняты: большие технологические пробы титано-цирконовых песков на Туганском месторождении (Томская ГРЭ), на Тарском месторождении (Омская ГРЭ), технологическая проба богатых железных руд на Большетроицком месторождении КМА (Белгородская ГРЭ); кимберлитов из двух алмазоносных трубках месторождения им. Ломоносова (ПГО «Архангельскгеология»), технологическая проба полиметаллических руд из кор выветривания Жана-Аркалыкского рудного поля (Тургайская ГРЭ, Казахстан)) Аналогичные работы были выполнены на Лукоянов-ском (ПГО «Волгогеология», Малышевском месторождении (Украина), Унечском месторождении (ПГО «Центргеология»). Опыт применения показал, что новый способ обходится в несколько раз дешевле и требует значительно меньших затрат времени и капиталовложений.

Технология СГД прошла успешное опытно-промышленное опробование при добыче богатых железных руд КМА, что позволяет надеяться на революционное изменение всей структуры чёрной металлургии России и переход от устаревшего доменного производства на прямое восстановление руда--сталь. Россыпное золото в Якутии, урано-фосфорные руды в Казахстане, угли в Приморье и Казахстане, алмазы в Архангельской области, фосфориты на Украине и в Кировской области, кварцевые пески в СФРЮ -- далеко неполный перечень полезных ископаемых, на которых была испытана технология СГД. В 1995 г. на базе запасов Тарского месторождения акционерным обществом «Цирконгеология» построен и пущен в эксплуатацию опытно-промышленный участок по скважинной гидродобыче титано-цирконовых песков с производственной мощностью 40 тыс. м3 песков в год, который фактически является единственным в настоящее время действующим предприятием СГД в России. Одновременно с разработкой технологии и технических средств, способ прошел промышленную проверку при добыче строительных материалов и нерудного сырья. В 1988-1991 г.г. до начала гражданской войны и распада федерации в СФРЮ на предприятии «Колубара» велась успешная добыча кварцевого песка, залегающего на глубине 50-60 м ниже дна действующего карьера по добыче бурового угля. 'Производительность добычи составляла 60-80 м3/час при объеме добычи из одной скважины 500-750 м3 (1000-1500 т). Себестоимость производства 1 м3 составляла 2-3 доллара США при цене около 25 долларов. Силами Усинской ГРЭ ПГО «Поляруралгеология» по проекту НПЦ «Геотехнология» в сентябре-октябре 1990 г. успешно выполнены опытные работы по гидродобыче разнозернистых песков из под слоя многолетне мерзлых пород с глубины 70-75 м в районе Харьягинской нефтяной структуры для строительства дорог и отсыпки оснований под буровые установки. Новой технологии свойственны минимальное воздействие на окружающую среду при значительном сокращении затрат на производство, улучшения качества продукции (за счет отмыва и разделения по классам крупности) а также значительное снижение стоимости продукции и затрат на транспорт.

Организация производства различных строительных материалов и стекольного песка из погребенных месторождений вблизи от места потребления позволит существенно снять дефицит сырья для местной промышленности России.

Интенсивные геологоразведочные работы привели к открытию в Архангельской области значительного количества алмазоносных кимберлитовых трубок. Поисковые работы, выполненные в этот период, выявили перспективные площади во многих областях Севера европейской части России (Псковской, Новгородской, Вологодской, Тверской и ряде других).

Особенностью этих потенциальных месторождений являются увеличение с севера на юг глубины залегания кровли кимберлитовых трубок с 50-100 м до 300-500 м, что делает неэкономичным разработку этих трубок открытым способом. Так, расчеты для самой богатой трубки «Ломоносовская» показывают, что её разработка потребует вложения 700-800 млн. долларов США и начнётся при благоприятных обстоятельствах не раньше, чем через 5-6 лет (причем с момента создания ОАО «Североалмаз» уже прошло более 10 лет).

Однако проблему освоения месторождений алмазов Русского Севера можно было бы решить значительно дешевле и во много раз быстрее (окупаемость капвложений 2-5 лет), используя новую, экологически чистую технологию скважинной гидродобычи (СГД). В 1993 году было создано ЗАО «Зимний берег», которое в том же году разработало проект добычи алмазов из трубки №323 «Снегурочка» способом СГД. В 1993-1995 гг. было организовано строительство основных сооружений и пробурен куст скважин. В мае-июне 1995 года были выполнены пуско-наладочные работы и в июне того же года комплекс СГД был принят межведомственной приёмочной комиссией для начала эксплуатации.

В этот же период происходила приватизация ГП «Архангельскгеология» и организация на её основе ОАО «Архангельскгеодобыча», одним из основных учредителей которой стал МАПОбанк. Проведённые собрания учредителей, показали, что этот банк, став фактическим хозяином ОАО «Архангельскгеодобыча», вложив средства в приобретение акций, не может и не собирается финансировать работы в счёт своей доли (46 % уставного ЗАО «Зимний берег», а остальные инвесторы, вложив свои деньги в строительство комплекса, не могут это сделать из-за отсутствия средств. Поэтому полностью готовый к работе комплекс простоял с 1996 года до настоящего времени.

В 1998 году НПЦ «Геотехнология», как разработчик новой технологии, попыталась собрать новый состав учредителей, получив согласие Сбербанка России на финансирование на определённых условиях инвестиционного проекта по добыче алмазов из трубки «Снегурочка». Однако, при переговорах с владельцами лицензии, выяснилось, что они не собираются финансировать этот проект, а долю уставного капитала (46 %) хотят оставить за собой. Это завело переговоры в тупик.

Значительно повысить производительность скважин водоснабжения, нефте-газодобычи, при снижении стоимости строительства и обслуживания позволяют скважины с увеличенной приемной зоной, приёмником жидких агентов в которых является большая полость, формируемая в продуктивном пласте с помощью технологии СГТ.

Опыт строительства и эксплуатации таких скважин, разработанных в НПЦ «Геотехнология», в Колумбии и США для до6ычи воды и газа показывают, что они обеспечивают меньшую материалоемкость (отпадает необходимость установки фильтра, снижается диаметр обсадных труб); простоту и снижение времени сооружения скважин, большую (в 2-3 раза) производительность; экономическую эффективность (снижение в 2-3 раза стоимости воды) при резком сокращении обслуживания.

Подобные скважины сооружались раньше лишь в благоприятных горно-геологических условиях -- устойчивая кровля, представленная известняками, мергелем или плотными глинами и слабосвязный песчаный водоносный горизонта Разработанные технические средства скважинной гидротехнологии, обеспечивающие проходку подземных полостей в породах любой прочности и сооружение на любой глубине искусственных перекрытий, позволяют оборудовать скважины с увеличенной приемной зоной в любых условиях. При этом в прискважинной зоне создается буферная емкость объемом в десятки кубометров, позволяющая резко интенсифицировать процесс отдачи пласта.

Скважины с увеличенной водоприёмной зоной прошли пробные испытания в различных регионах республики Колумбия. Результаты этих работ приведены в таблице 1.

скважинный месторождение алмаз трубопровод

Таблица 1

Как видно из таблицы 1, увеличение приемной зоны позволило поднять дебит не менее чем в 2-4 раза и резко повысить качество откачиваемой воды за счет снижения содержания твердых взвесей и естественной фильтрации.

Использование технических средств СГТ восстановления газо-добычных скважин было осуществлено в США в Угольном бассейне Сан Хуан Нью-Мексико. Угольный пласт мощностью около 1 м залегает на глубине 1 км, содержит в больших объемах метан. В 1993 в НПЦ «ГЕОТЕХНОЛОГИЯ», владеющей лицензией на право проектирования объектов добычи полезных ископаемых с применением технологии скважинной гидродобычи, обратилась фирма «Ресурс-Девелопмент» по вопросу создания подземных полостей в забойной зоне газо-добычных скважин для восстановления их дебита. Работы были выполнены в течение года по предложенному НПЦ «Геотехнология» проекту на 5 скважинах, выведенных из добычи из-за падения дебита.

В результате проведенных работ дебит скважин возрос в 4-6 раз по сравнению с первоначальным.

Выбор рационального способа вскрытия продуктивных пластов при использовании вращательного способа бурения, предусматривающего применение промывочной жидкости, является одной из сложнейших проблем современной техники и технологии добычи нефти и газа.

В настоящее время наиболее применяемыми способами вскрытия пластов является перфорация пулевыми, торпедными и кумулятивными перфораторами. Однако, все они обладают следующими недостатками: относительно небольшой вскрытой поверхностью (менее 1 % от поверхности труб) в пределах пласта; уплотнением пород в местах вскрытия; возможностью разрушения из-за большой мощности взрыва, обсадной колонны и выхода скважины из числа действующих.

Этих недостатков лишен гидропескоструйный способ основанный на местном эрозионном разрушении обсадной колонны, цементного кольца и продуктивных пород струёй жидкости с песком истекающей с большой скоростью из насадок, направленных в сторону скважины. За короткое время струя жидкости с песком образует отверстие или щелевидную прорезь в обсадной колонне, цементном камне и разрушает продуктивные породы за стенкой на относительно большом расстоянии с выносом разрушенных частиц из образуемой полости. Других опасных нарушений обсадных труб и цементного камня при этом не происходит. Однако высокая абразивная способность песка приводит к износу насосного оборудования и труб по которым эта смесь прокачивается. Этого недостатка лишена новая вскрытия продуктивных пластов с использованием гидроперфораторов с эжектированием абразивного материала при которой насосы подают промывочную жидкость (без добавки глинистого материала в специальное смесительное устройство, где формируемая струя сама эжектирует абразивный материал и направляет его на объект разрушения (см. ПАТЕНТ РФ на изобретение №2123579 от 22.01.1998 г., авторы Бабичев Н.И. и Николаев А.И. «Способ вскрытия продуктивных пластов текучих полезных ископаемых и устройство для его осуществления»). Сжатый воздух, подающийся под давлением большим, чем давление столба жидкости в местах перфорации, отжимает уровень пульпы ниже оси струи, обеспечивая ей дальность полёта 2-3 метра от оси скважины. По мере разрушения пород в забое происходит их классификация по крупности. При этом наиболее крупные фракции вместе с частью абразивного материала оседают на дно образующейся щелевой выработки, предотвращая деформацию стенок. Мелкий материал вместе с потоком отработанной жидкости поступает снова в ствол скважины, где по межтрубному пространству выдается на поверхность. В комплект оборудования применяемого для пескоструйной перфорации входят высоконапорный поршневой насос и компрессор.

Таким образом, вокруг ствола скважины образуется зона повышенной проницаемости, обеспечивающая приток нефти. Это позволяет поднять дебит откачки и общее извлечение нефти из скважины, т.к. при прострелочных работах перфорируется только зона, составляющая менее 1 процента от общей поверхности трубы, контактирующей с продуктивным пластом.

При применении новой технологии вскрытия продуктивных пластов между взаимодействующими скважиной и самим пластом в зоне повышенной проницаемости создается буферная емкость объемом в десятки кубометров, позволяющая интенсифицировать процесс нефтеотдачи пласта. Это позволяет на первом этапе рекомендовать такую технологию вскрытия прежде всего для восстановления дебита старых скважин и на новых скважинах, где вскрываются пласты с низкими фильтрационными свойствами. Технология резания стальных труб и цемента путем эжектирования абразива прошла опытные испытания в городе Гранада департамента Мета (Колумбия) и получила положительный отзыв специалистов фирмы «Халлубертон», США.

Несомненный интерес представляет использование технических средств СГТ для ускорения строительства подземных хранилищ для жидких нефтепродуктов и газоконденсата.

Недостатком применяемых технологий строительства подземных хранилищ в массивах соли являются: низкая реакционная поверхность в начальный период и, как следствие, большой срок строительства (1 млн. баррелей - 3-5 лет), невыдержанность формы (уход стенок) и относительно низкая устойчивость стенок полости. Этих недостатков лишена новая технология (патент США № 5127710 от 7 июля 1992 года и патент Российской Федерации № 2078212 от 16 марта 1994 года, авторы Бабичев Н.И. и др.), которая прошла опытную проверку на месторождении соли вблизи города Редмонт, штат Юта, США и была использована на месторождении соли в местечке Маст-Блаф, штат Техас, США, при сооружении в соляном массиве подземного хранилища для сжиженного газа. Способ включает вскрытие соляного пласта буровыми скважинами, гидроизоляцию пород кровли установкой обсадной колонны, размещение в скважине гидродобычного снаряда. После этого осуществляют подачу воды под давлением, размыв и растворение соли с одновременной выдачей образующего раствора на поверхность. В стенках скважины образуются подготовительные щелевые выработки, имеющие после проходки поверхность, превышающую максимальную площадь стенок хранилища в период его эксплуатации. Поэтому, после подачи растворителя, солесъем идет с максимальной скоростью и срок строительства сокращается до 8-12 месяцев с соответствующим сокращением расходов.

Скважинные Гидравлические Технологии (СГТ) - это полностью отечественные разработки, защищённые патентами России, США, Канады и Японии, опережающие по признанию сотрудников Горного бюро США их аналогичные разработки более чем на 10 лет.

В целом способы СГТ позволяют отказаться от проходки разведочных шахт, шурфов и штолен (при разведке месторождений), от дорогостоящих вскрышных работ и сооружения шахтных стволов и т. п. (при добыче полезных ископаемых), от сооружения котлованов (в строительстве). Все это приводит к снижению капитальных затрат и себестоимости конечной продукции.

При оценке экономических показателей рудников СГД следует обратить внимание на такой важный фактор, как относительно небольшой стартовый капитал, требующийся для организации производства. Это связано с гибкостью производства, небольшим сроком его организации. На многих месторождениях добыча полезного ископаемого практически может быть начата в течение года или даже в более короткий срок с начала работ, попутно с разведкой.

В условиях конверсии геологоразведочной отрасли и резкого сокращения объемов геологоразведочных работ, финансируемых из госбюджета, создание акционерных обществ по добыче различных полезных ископаемых способом скважинной гидродобычи, при использовании собственной буровой техники и специалистов, с привлечением отечественных и зарубежных инвесторов позволит увеличить добычу дефицитных полезных ископаемых.

В условиях переориентации хозяйства страны на рыночные отношения, сопровождающейся спадом производства, создание относительно небольших горнодобывающих предприятий, осуществляющих разработку месторождений по новой экологически чистой технологии может оказать положительное влияние и на решение социальных проблем (прежде всего занятости населения).



1. ГИДРОДИНАМИЧЕСКАЯ МОДЕЛЬ ГИДРОЭЛЕВАТОРНОЙ УСТАНОВКИ ДЛЯ СКВАЖИННОЙ ГИДРОДОБЫЧИ

Особенности технологии скважинной гидродобычи заключаются в том, что напор, требуемый для подъема гидросмеси на дневную поверхность, необходимо создавать в выемочной камере, что ограничивает габариты используемого оборудования. Поэтому эффективным является при подъеме пульпы применение струйных насосов или так называемых гидроэлеваторов. Гидроэлеватор отличается малогабаритностью, а также тем, что обеспечивающее его работу насосное оборудование может размещаться на дневной поверхности.

Гидроэлеватор обычно состоит из конфузора, сопла, камеры смешения и диффузора (рис.1). К конфузору примыкает всасывающий трубопровод гидроэлеватора, а к диффузору - напорный. Через сопло в гидроэлеватор подается рабочая жидкость, а через конфузор - транспортируемая, обе эти жидкости смешиваются в камере смешения. В процессе перемешивания потоков происходит передача энергии от рабочей жидкости к транспортируемой. В результате этого скорость рабочей жидкости уменьшается, а скорость транспортируемой - увеличивается.

При скважинной гидродобыче гидроэлеватор обычно размещают в специальной нише, оборудованной в центре дна выемочной камеры ниже уровня пород, содержащих ценные компоненты [1]. В этом случае размываемая гидромониторной струей порода поступает «самотеком» по днищу выемочной камеры в приемное устройство гидроэлеватора и увлекается во всасывающий трубопровод.

Гидроэлеватор в зависимости от его геометрических параметров обычно характеризуется модулем и относительной длиной камеры смешения, выраженной в собственных калибрах или в калибрах сопла гидроэлеватора:



Рис. 1.1 - Гидроэлеватор

; (1.1)

; (1.2)

, (1.3)

где - модуль гидроэлеватора;

- диаметр камеры смешения;

- диаметр сопла гидроэлеватора;

- относительная длина камеры смешения, выраженная в собственных калибрах;

- длина камеры смешения;

- относительная длина камеры смешения, выраженная в калибрах сопла гидроэлеватора.

Так, например, известны экспериментальные зависимости для оптимальных величин и :

; (1.4)

, (1.5)

где - коэффициент напора гидроэлеватора, равный отношению напора гидроэлеватора к напору перед его соплом.

Если известна зависимость КПД () гидроэлеватора от его основных параметров и коэффициента эжекции, то напор, развиваемый гидроэлеватором, можно рассчитать по подаче и напору подключенного к нему центробежного насоса по зависимости:

, (1.6)

где - полный напор гидроэлеватора;

- КПД гидроэлеватора;

- плотность воды подаваемой через сопло;

- плотность пульпы в напорном трубопроводе;

- расход жидкости через сопло;

- расход смеси во всасывающем трубопроводе;

- напор перед соплом.

Если известна безразмерная характеристика гидроэлеватора, выражающая зависимость коэффициента напора от относительной подачи, то напор гидроэлеватора можно рассчитать по формуле:

; (1.7)

, (1.8)

где - коэффициент эжекции гидроэлеватора.

Если расходно-напорную характеристику центробежного насоса, обеспечивающего подачу воды в гидроэлеватор, аппроксимировать полиномом второй степени, а коэффициент гидравлического сопротивления трения рассчитывать по формуле Шифринсона:

; (1.9)

, (1.10)

то расход жидкости через сопло гидроэлеватора и напор воды перед ним будут определяться из выражений:

; (1.11)

; (1.12)



, (1.13)

где - коэффициенты аппроксимации расходно-напорной характеристики центробежного насоса;

- разность геометрических отметок насоса и выходного сопла гидроэлеватора;

- гидравлическое сопротивление трубопровода;

- коэффициент гидравлического сопротивления трения;

- суммарная длина не вертикальных участков трубопровода между гидроэлеваторм и центробежным насосом;

, - суммарный коэффициент местных гидравлических сопротивлений и диаметр трубопровода соединяющего гидроэлеватор с центробежным насосом;

- ускорение свободного падения;

- коэффициент гидравлического сопротивления сопла гидроэлеватора;

- шероховатость внутренней поверхности трубопровода.

Для обеспечения расхода во всасывающем трубопроводе гидроэлеватор должен обеспечивать напор, равный сумме гидравлических потерь и напору столбов жидкости во всасывающем и нагнетающем трубопроводах:

; (1.14)



; (1.15)

, (1.16)

где - плотность пульпы во всасывающем трубопроводе гидроэлеватора;

- длина всасывающего трубопровода;

- высота гидросмеси в приемной камере;

- разность геометрических отметок выходного сопла гидроэлеватора и выхода из нагнетательного трубопровода на дневной поверхности;

, - суммарные коэффициенты местных гидравлических сопротивлений всасывающего и нагнетательного трубопроводов гидроэлеватора;

, - диаметры всасывающего и нагнетательного трубопроводов;

- коэффициент, учитывающий влияние транспортируемых твердых частиц на потери напора в вертикальном трубопроводе.

Плотность гидросмеси во всасывающем и нагнетающем трубопроводах гидроэлеватора определяется в зависимости от параметров течения пульпы по дну выемочной камеры и соотношения рабочего и транспортируемого расходов:

; (1.17)

; (1.18)



; (1.19)

; (1.20)

где параметр Архимеда для частиц породы;

- объемная доля твердого материала в пульпе;

- объемная доля не ценного компонента в транспортируемом материале;

- потери ценного компонента при течении пульпы по дну выемочной камеры;

- концентрацией ценного компонента в пульпе на входе в гидроэлеватор;

- плотности частиц ценного и породного компонентов.

Дальнейший расчет гидроэлеваторного подъема пульпы зависит от того, какая из характеристик (1.6) или (1.7) известны.

Если задана зависимость (1.6) и КПД гидроэлеватора в рабочем диапазоне подачи можно считать неизменным, тогда с учетом формул (1.17)-(1.20) и (1.6) выражение (1.14) можно записать так:

; (1.21)

. (1.22)

Выражение (1.21) можно преобразовать в полином четвертой степени относительно величины

; (1.23)

; (1.24)

; (1.25)

; (1.26)

; (4.27)

; (1.28)

; (1.29)

; (1.30)

. (1.31)

Если известен корень уравнения (1.23) то расход пульпы во всасывающем трубопроводе гидроэлеватора определяется с учетом (1.8) по формуле:

. (1.32)

Уравнение (1.23) может быть решено только численным методом. Для этого необходимо задать промежуток значений , на котором осуществляется поиск корня. Границы рассматриваемого промежутка предлагается определять из условия выполнения закона сохранения и обеспечения захвата частиц ценного компонента во всасывающем трубопроводе гидроэлеватора:

; (1.33)

,

где - критическая подача пульпы во всасывающем трубопроводе, то есть минимальная подача, при которой частицы ценного компонента взвешиваются потоком во всасывающем трубопроводе гидроэлеватора.

Для определения величины КПД гидроэлеватора при различных параметрах и режимах работы были проведены экспериментальные исследования в лабораторных и промышленных условиях. В экспериментах исследовалась зависимость от относительной длины смесительной камеры, выраженной в калибрах насадка и в собственных калибрах , а также модуля гидроэлеватора при различных значениях относительного напора (рис. 1.2 и 1.3):

. (1.34)

Если величина КПД гидроэлеватора в рабочем диапазоне подачи меняется существенно, например по формуле

, (1.35)

тогда вместо уравнения (1.21) необходимо рассматривать:



(1.36)

где - коэффициенты аппроксимации зависимости КПД гидроэлеватора от коэффициента эжекции.

Если задана зависимость (1.7), то с учетом формул (1.17)-(1.20) и (1.6) вместо уравнения (1.21) необходимо рассматривать:

, (1.37)

где - коэффициенты аппроксимации зависимости .

В этом случае вместо уравнения (1.23) получается кубическое уравнение

; (1.38)

; (1.39)

; (1.40)

. (1.41)

Решение уравнения (1.38) может быть получено аналитически с использованием метода Кардана, а для выделения физически реального корня может быть использовано неравенство (1.33).



Рис. 1.2 - Изменение КПД в зависимости от Z при различных h (а - 10; б - 7.15; в - 14.3) і l (1 - 1.5; 2 - 2.25; 3 - 2.6; 4 - 3.3)

Размещено на http://www.allbest.ru/

Рис. 1.3 - Изменение КПД гидроэлеватора в зависимости от Z при различных h (а - 10; б - 7.15; в - 14.3) и l (1 - 1.5; 2 - 2.25; 3 - 2.6; 4 - 3.3



2. ИССЛЕДОВАНИЕ ТЕЧЕНИЯ ГИДРОСМЕСИ ВО ВСАСЫВАЮЩЕМ ТРУБОПРОВОДЕ

Для исследования условия захвата частиц ценного компонента потоком смеси во всасывающий трубопровод гидроэлеватора рассмотрим движение двухфазной смеси «жидкость + твердые частицы» в вертикальном трубопроводе. При этом, под твердыми частицами будем понимать частицы ценного компонента, скорость скольжения которых в потоке существенна, а под жидкостью - пульпу, образованную из воды и частиц породных компонентов, которые полностью увлекаются потоком Из уравнения баланса сил, действующих на пульпу на участке трубопровода , получим выражение для градиента давления в таком виде:

, (2.1)

где - давление жидкости;

- расстояние вдоль оси трубопровода;

- плотность частиц ценного компонента;

- плотность несущей смеси;

- объемная доля частиц ценного компонента;

- коэффициент гидравлического сопротивления трения;

- диаметр трубопровода;

- скорость жидкости.

Для одиночной твердой частицы, которую подымает поток в трубопроводе, баланс сил запишется в следующем виде:

, (2.2)

где - диаметр частиц ценного компонента;

- коэффициент силы сопротивления;

- скорость частиц.

При неподвижной жидкости, в случае, когда диаметр трубопровода значительно больше диаметра частиц, градиент давления жидкости является градиентом гидродинамического давления:

, (2.3)

в этом случае уравнение может быть записано в виде

; (2.4)

. (2.5)

Зависимость коэффициента силы сопротивления от относительной скорости частицы для многих режимов течения может быть представлена в следующем общем виде:

, (2.6)

где - коэффициент пропорциональности, эмпирическая константа;

- показатель степени, эмпирическая константа;

- кинематический коэффициент вязкости несущей смеси.

Значения и могут быть определены экспериментально или взяты из специальной справочной литературы. Отметим, что для рассматриваемых процессов величина не превосходит 1, а в случае, когда соответствует «стоксовскому» режиму течения. Величина определяется в зависимости от температуры жидкости, плотности и объемной доли не ценного компонента в пульпе.

С использованием зависимости из уравнения получаем выражение для определения скорости движения частицы ценного компонента в неподвижной жидкости:

. (2.7)

Для определения относительной скорости твердых частиц при движении в трубопроводе разрешим уравнение относительно градиента давления жидкости

, (2.8)

после чего с использованием получим

. (2.9)

Из выражения можно выразить скорость частиц ценного компонента в потоке жидкости

. (2.10)

Условия возникновения критического режима течения, будет равенство скорости твердой частицы нулю. Следовательно, поток будет захватывать частицы ценного компонента во всасывающий трубопровод гидроэлеватора, если выполняется неравенство:

. (2.11)

С использованием (2.9) и (2.10), (2.11) преобразуем в следующее уравнение для расчета критической скорости потока во всасывающем трубопроводе гидроэлеватора

; (2.12)

; (2.13)

; (2.14)

, (2.15)

где - критическая скорость смеси во всасывающем трубопроводе гидроэлеватора;

- критерий Фруда.

В общем случае уравнение (2.16) нелинейно и может быть решено только численными методами. Однако при уравнение (2.17) становиться квадратным и его решение может быть записано в виде:

, (2.17)

где .

Зная критическое значение критерия Фруда, допустимую величину коэффициента эжекции можно вычислить согласно

. (2.18)

Таким образом, если известен коэффициент , то, используя выражения (2.10)-(2.13), можно найти решение уравнения (2.14), (2.17) или (2.18) и определить расходы пульпы во всасывающем и напорном трубопроводах гидроэлеватора в зависимости от параметров гидроэлеватора, характеристик транспортируемого материала и трубопровода.

3. ИССЛЕДОВАНИЕ ТЕЧЕНИЯ ГИДРОСМЕСИ В НАПОРНОМ ТРУБОПРОВОДЕ

Влияние твердых частиц на потери напора при движении гидросмеси в вертикальном трубопроводе можно оценить из уравнения (3.1), если добавить в его правую часть градиент гидростатического давления

. (3.1)

Однако формула (3.1) не учитывает влияние твердых частиц на параметры турбулентности, которое, как показывают экспериментальные исследования, может быть существенным. Согласно наличие твердых частиц в вертикальном потоке жидкости в трубе оказывает двоякое воздействие на течение: с одной стороны, они увеличивают потери напора за счет столкновения между собой и со стенками трубы, а с другой стороны, уменьшают потери напора за счет снижения интенсивности турбулентности потока. При этом наиболее сильно на турбулентные пульсации потока гидросмеси будут оказывать частицы, которые практически полностью увлекаются потоком и для которых величина пульсации скорости сравнима с пульсацией скорости жидкой фазы.

Для исследования влияния пульсаций скоростей жидкости и твердых частиц на потери напора при течении пульпы в трубах рассмотрим стационарное осредненное течение несжимаемой жидкости в цилиндрической трубе радиуса R длиной dx с текущим радиусом r. В силу равномерности движения вдоль оси OX выделенного объема жидкости сила трения, действующая на боковую поверхность рассматриваемого элемента, уравновешивается результирующей элементарных сил давления, действующих на основания этого цилиндра:

, (3.2)

где r - текущий радиус;

- касательное напряжение, обусловленное трением между слоями жидкости;

- давление потока жидкости.

Из (1.60) следует, что напряжение трения по сечению трубы при любом законе движения жидкости в ней изменяется по линейному закону:

, (3.3)

где R - радиус трубы;

0 - напряжение трения на стенке.

С другой стороны, согласно гипотезе Прандтля, при турбулентном движении крупные частицы жидкости (моли) перемещаются из одного положения в другое, пересекая линии тока осредненного движения в силу случайного приобретения ими пульсационной составляющей скорости. Такое перемещение, называемое турбулентным или молярным перемешиванием, сопровождается переносом через границу между слоями количества движения, энергии и других физических величин. Перенос количества движения создает турбулентное трение между слоями. Следовательно, при турбулентном течении величина касательного напряжения выражается через пульсационную скорость жидкости и твердых частиц следующим образом:

; (3.5)

, (3.5)

где - турбулентное касательного напряжения частиц в жидкости;

- плотность твердых частиц;

- среднее значение квадрата пульсации скорости твердых частиц;

- турбулентное касательного напряжения жидкости;

- плотность жидкой фазы гидросмеси;

- среднее значение квадрата пульсации скорости жидкой фазы гидросмеси.

На основании принципа суперпозиции напряжение турбулентного трения для гидросмеси в целом будет определяться по формуле:

, (3.6)

где напряжение турбулентного трения в гидросмеси.

Таким образом, отношение напряжения трения для пульпы (3.7), напряжению для чистой жидкости имеет вид:

, (3.7)

где - среднее значение квадрата пульсации скорости жидкости при течении в трубопроводе.

Как следует из соотношения (3.8), потери давления в трубе прямо пропорциональны коэффициенту трения:

. (3.8)

Поэтому потери напора в гидросмеси и в чистой жидкости выражаются одной той же формулой (3.8). Тогда с учетом (3.9) получим

. (3.9)

Для расчетов по уравнению (3.9) необходимо найти формулы для определения величин , и через основные характеристики турбулентного потока в круглой трубе.

Величина начальной пульсации жидкости может быть определена по формуле Прандтля.

, (3.10)

где профиль осредненной скорости в живом сечении;

- пульсация скорости жидкости;

- длина пути перемешивания;

y - расстояние от стенки трубы вдоль ее радиуса.

При напорном движении в трубе путь перемешивания l является функцией от расстояния от оси трубы. Экспериментальная зависимость l(y) приведена в и может быть аппроксимирована следующей аналитической зависимостью

. (3.11)

Величина зависит от места в поперечном сечении и от профиля скорости. Для рассматриваемого случая течения пульпы по вертикальному трубопроводу в практике гидравлических расчетов широко используется универсальный степенной законы распределения осредненной скорости по живому сечению:

, (3.12)

где Vср - средняя скорость.

Величина n=710 и изменяется в зависимости от числа Рейнольдса. И. Никурадзе произвел весьма тщательные измерения сопротивления и распределения скоростей в гладких трубах в очень широкой области чисел Рейнольдса 40,0103 < Re < 3,2106. Эти эксперименты подтвердили возможность степенной аппроксимации профиля.

С использованием соотношений (3.13) - (3.15) можно получить расчетную зависимость для

; (3.13)

. (3.14)

Согласно результатам исследований при течении пульпы в вертикальных трубопроводах наиболее активным источником турбулентности является место в поперечном сечении трубы, в котором достигается максимум величины

. (3.15)

Для определения координаты наиболее активного источника турбулентности были проведены расчеты для различных значений безразмерного расстояния из диапазона (0,1). Результаты проведенных расчетов показывают, что максимум исследуемой величины, для всех рассматриваемых значений показателя степени, достигается при . При этом, положение максимума слабо зависит от n и стабилизируется при увеличении этого значения. В связи с этим при выполнении дальнейших расчетов длина пути перемешивания и прочие параметры течения рассчитывались для этого значения координаты.

Для определения формул для расчета величин и рассмотрим элементарный объем потока гидросмеси, предполагая, что твердые частицы представляют собой шары одинакового диаметра. Согласно закону изменения количества движения для элементарного объема (в предположении, что внешние силы, кроме сил взаимодействия между жидкостью и твердыми частицами, отсутствуют) будем иметь

, (3.16)

где - текущее значение пульсации скорости жидкости;

- начальное значение пульсации скорости жидкости;

- текущее значение пульсации скорости твердых частиц;

- начальное значение пульсации скорости частиц.

Из уравнения (3.16) следует, что для гидросмеси пульсационная составляющая скорости жидкости с течением времени изменяется. К концу жизни моля, когда происходит скачкообразная потеря индивидуальности моля, и он отдает принесенное им количество движения новому слою, уменьшается. В чистой же жидкости, согласно гипотезе Прандтля, остается постоянной в течение всего времени жизни пульсации от момента выделения ее из одного слоя потока до слияния с другим.

Для определения значений и составим уравнение движения частицы в движущемся моле. Уравнение нестационарного движения частицы под действием турбулентных пульсаций имеет вид:



. (3.17)

Поскольку рассматриваются частицы малой гидравлической крупности, которые в процессе движения практически полностью увлекаются несущей жидкостью и диаметр которых меньше пути смешения, всеми другими силами, действующими на частицу, кроме силы сопротивления, можно пренебречь. На основании этого второе слагаемое в правой части и для определения можно использовать зависимость (3.16). С учетом этого, а также используя выражение (3.17), уравнение (3.18) запишем в виде:

; (3.18)

; (3.19)

; (3.20)

, (3.21)

где - относительная пульсация скорости твердых частиц;

- кинематический коэффициент вязкости воды;

- параметр релаксации пульсаций.

Величина 1/N пропорциональна промежутку времени, в течение которого интенсивность пульсаций моля уменьшится в N раз.

Интегрирование уравнения (3.22) дает решение в явном виде для различных значений m.

Если , то

; (3.22)

при

, (3.23)

где начальное значение относительной скорости.

Для пульсационных скоростей и получим

; (3.24)

; (3.25)

(3.26)

Пульсационные скорости для жидкости и твердых частиц к концу “жизни“ пульсации можно определить, если известна ее продолжительность. Как уже отмечалось, за время жизни пульсация проходит путь l. Поэтому продолжительность жизни пульсации можно найти из уравнения

, (3.27)

которое с учетом и преобразуется в выражения для и соответственно



; (3.28)

. (3.29)

Уравнения 3.28 и 3.29 позволяют определить время “жизни“ пульсации t0, если длина пути смешения l определена по формуле (3.29). Учитывая результаты экспериментальных исследований Таунсенда, которые показывают, что при турбулентном течении в трубопроводе для длины пути перемешивания справедлива оценка l0.05D, в выражениях (3.28) и (3.29) нелинейные относительно t0 слагаемые разложим в ряд, сохраняя только линейные члены. Это, с учетом формулы (3.29), позволяет для определения времени “жизни“ пульсации в обоих из рассматриваемых случаев предложить одно и тоже выражение:

. (3.30)

При известном значении t0 на основании формулы (3.30) можно определить коэффициент C, учитывающий влияние на потери напора взаимодействия турбулентных пульсаций жидкости и твердых частиц. С использованием (3.31) и (3.32) формулу (3.33) представим следующим выражением:

. (3.31)



Из экспериментальных исследований турбулентности при напорном течении гидросмеси в трубах известно, что величина выражается через объемную долю твердых частиц и их плотность по формуле:

. (3.32)

С учетом (3.33) выражение (3.34) примет следующий вид:

. (3.33)

Величина параметра определяется по формулам (3.34):

; (3.34)

, (3.35)

где .

При получении зависимости (3.34) и (3.35) использованы формулы (1.69) и (1.71) которые преобразованы к виду и соответственно:



; (3.36)

. (3.37)

Отметим, что в расчетных формулах наряду с начальной пульсационной скоростью жидкости присутствует начальная пульсация скорости твердых частиц . Первая из них определяется по формуле (1.67), а вторая - неизвестна. Поэтому на предварительном этапе расчетов предполагалось, или что , то есть в момент возникновения пульсации жидкости твердые частицы пульсационной составляющей скорости не обладают, или что равна гидравлической крупности частиц в стесненных условиях.

Для случая когда , то есть когда , вместо формул (3.38) и (3.39) необходимо использовать

; (3.38)

. (3.39)

Если же рассматривается случай то

; (3.40)



. (3.41)

Окончательно, для расчета величины коэффициента , на основании зависимостей (3.34) - (3.41), предлагаются следующие формулы в зависимости от режима обтекания частиц транспортируемого материала.

При стоксовском режиме течения:

; (3.42)

, (3.43)

и для случая, когда режим течения отличается от стоксовского:

; (3.44)

(3.45)

Формулы (3.42) - (3.45) позволяют определить влияние твердых частиц на потери напора при течении гидросмеси в круглой трубе в зависимости от диаметра, плотности и концентрации частиц, а также от вязкости и плотности жидкости и выбранного закона распределения осредненных скоростей по живому сечению потока.

Потери полезного компонента при течении гидросмеси по днищу выемочной камеры прямопропорциональные плотности гидросмеси и гидравлической крупности частиц и обратно пропорциональные производительности гидромонитора и угла наклона плоскости днища. Эффективность гидроэлеваторного подъема обеспечивается действием объемных сил по вытеснению жидкости из камеры смешения поршневым жидкостным образованием струи.

Расчет по формулам проводится по следующей методике. По заданному диаметру трубопровода, средней скорости гидросмеси и выбранному значению n по формулам определяется длина пути смешения и среднее значение пульсации жидкости. По диаметру и плотности твердых частиц, рассчитывают гидравлическую крупность частиц, а по формулам определяются и . Из численного решения уравнений по приближенной формуле находится время “жизни“ пульсации t0. По одной из выбранных формул рассчитывается значение величины C.



ВЫВОДЫ

1. Рассмотрена гидродинамическая модель гидроэлеваторного подъема пульпы при скважинной добыче полезного ископаемого, которая состоит из трубопроводного става, всасывающего трубопровода и гидроэлеватора, напор которого создается центробежным насосом, расположенным на дневной поверхности. Для модели предложено три алгоритма расчета производительности установки гидроэлеваторного подъема пульпы в зависимости от параметров трубопровода, транспортируемого материала и вида характеристики гидроэлеватора.

2. Получено уравнение для определения критической скорости пульпы в вертикальном трубопроводе, которое учитывает свойства и концентрацию транспортируемого материала, а также изменение плотности и вязкости несущей смеси за счет содержания тонких частиц. На основании решения этого уравнения сформулированы ограничения на коэффициент эжекции гидроэлеватора, соблюдение которых обеспечивает захват потоком смеси частиц транспортируемого материала во всасывающий трубопровод гидроэлеватора.

3. Исследована модель нестационарного взаимодействия турбулентных пульсаций скорости жидкости и частиц твердого материала. На основании этой модели предложена методика расчета потерь напора при течении пульпы с тонкими частицами в вертикальном трубопроводе, которая учитывает снижение потерь напора за счет уменьшения турбулентных напряжений трения.

4. В лабораторных и промышленных условиях проведены экспериментальные исследования зависимости КПД гидроэлеватора от относительной длины смесительной камеры, выраженной в калибрах насадка и в собственных калибрах, а также модуля гидроэлеватора при различных значениях относительного напора.



СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННЫХ ИСТОЧНИКОВ

1. Аренс В.Ж., Исмагилов Б.В., Шпак Д.Н. Скважинная гидродобыча полезных ископаемых. - М.: Недра, 1980.- 229 с.

2. Калабин А.И. Добыча полезных ископаемых подземным выщелачиванием и другими геотехнологическими методами.- М.: Атомиздат, 1981.- 341с.

3. Черней Э.И. Методы гидродобычи // Изв. вузов, геология и разведка.- М.: МГРИ.- 1984.- Вып.№7. - С.56-87.

4. Крейтер В.М. Поиск и разведка месторождений полезных ископаемых. - М.: Госгеолтехиздат, 1960.- 226 с.

5. Черней Э.И. Методы и системы гидравлического опробования. Деп. в ВИНИТИ, №2676 - В, 1986.-С. 47-62.

6. Мельников Н.В. Горные инженеры. - М.: Наука, 1981. - 341 с.

7. Агошков М.И. Разработка рудных месторождений. - М.: Металлургиздат, 1949. - 235 с.

8. Агошков М.И. Разработка рудных месторождений. - М.: Металлургиздат, 1954. - 342 с.

Размещено на Allbest.ru

...