Оптимальные параметры воздуховодов для проветривания карьера в режиме самотяги

А.С. Морин, д.т.н., профессор;

Ф.И. Борисов, к.т.н., доцент;

И.В. Корзухин, аспирант, ФГАОУ ВПО «Сибирский федеральный университет»

Естественная тяга в системах трубопроводного проветривания глубоких карьеров может быть получена путём использования энергии природных термических сил и сил давления. Перспективными источниками тепловой энергии для указанных систем в зимнее время года могут служить расположенные в непосредственной близости водоёмы (моря, реки, озёра и т.д.) или удаляемая из карьера вода. Относительно тёплая вода нагревает находящийся в трубах воздух, который, расширяясь, устремляется вверх по восходящим каналам трубопроводной сети, создавая тягу с подсосом внутрикарьерного воздуха через всасывающие отверстия [1].

Одним из объектов для применения воздуховодов с естественной тягой, вызываемой нагревом их теплообменного участка речной водой, может стать карьер Горевского свинцово-цинкового месторождения, расположенного на левом берегу и под руслом р. Ангара (Красноярский край). Анализ геометрических параметров этого карьера показал [2], что при достижении глубины 280 м условия ветрового проветривания нижней рабочей зоны карьера резко ухудшатся, естественному выносу загрязнений будут препятствовать большая глубина карьера и малое соотношение его размеров в плане к глубине. При последующем понижении горных работ (проектная глубина карьера 540 м) станут возможны частые и продолжительные остановки работ в карьере, обусловленные загазованностью атмосферы. Общая продолжительность простоев за год может достигать 70–100 суток [2], причём основная их часть будет приходиться на зимний период.

Отрицательное влияние холодного климата на состав воздуха в карьерах достаточно хорошо известно. Например, продолжительность вынужденных простоев алмазодобывающего карьера «Удачный» в холодные месяцы года с сентября по апрель составляла более 90% от общей продолжительности простоев за год (см. таблицу).

Распределение времени вынужденных простоев карьера «Удачный» по месяцам в течение 1990–2009 гг.

Нами было предложено [2] в холодное время года осуществлять воздухообмен нижних горизонтов карьера Горевского ГОК с внешней средой путём удаления загрязнённого воздуха в режиме самотяги по трубопроводной магистрали большого диаметра, включающей всасывающий АBС, теплообменный CD (погружённый в реку) и напорный DEF участки (рис. 1), последовательно соединённые между собой. С учётом плана горных работ было установлено, что при глубине карьера 280 м длина всасывающего участка составит

LABС = LAB + L = 425 + 650 = 1075 м.

Длину стального теплообменного трубопровода LСD определяли с использованием критериев Рейнольдса (Re) и Нуссельта (Nu) [3] для принятых значений внутреннего диаметра D и толщины стенки δ труб, температурного напора между водой в реке и воздухом в трубе ΔTж-в, расхода QA и скорости движения υA загрязнённого воздуха в трубопроводной сети, исходя из условия обеспечения равенства температур воды и перемещаемого воздуха в конце участка СD. Длину напорного участка LDEF, выполненного из труб с теплоизолирующим покрытием, устанавливали исходя из расчётной величины его геометрической высоты h, обеспечивающей необходимую тягу воздуха в сети. Напорный участок DEF представлен в данном случае горизонтальным трубопроводом DE (длиной 146 м) и вертикальным трубопроводом EF (длиной h).

Рис. 1 Участки трубопроводной магистрали AF: ABC – всасывающий; CD – теплообменный; DEF – напорный

Отмеченные особенности трубопроводной магистрали АF позволили рассматривать её полную длину LАF как сумму заданной (LАBС + L = 1221 м) и расчётной (LСD + h) составляющих. Заданная составляющая определяется геометрией карьера и удалённостью р. Ангара от карьера (нерегулируемые факторы), расчётная – требуемым расходом воздуха (регулируемый фактор), назначаемыми диаметрами труб (регулируемый фактор) и температурой атмосферного воздуха и воды в реке (нерегулируемый фактор).

Оценивая регулируемые факторы расчётной составляющей полной длины LAF трубопроводной магистрали, нужно отметить их взаимное влияние друг на друга. В первую очередь, это относится к величине внутреннего диаметра труб D, которую при заданном расходе воздуха QA устанавливают исходя из целесообразной скорости движения воздуха по трубам υр. Проблема выбора оптимальной расчётной скорости υр во многом связана с известным фактом, что одинаковые расходы текучего в трубах можно получить при малых поперечных сечениях труб и больших скоростях или при больших поперечных сечениях и низких скоростях. В определённых случаях для обоснования величины υр требуется техникоэкономический анализ.

Расчётную скорость υр движения воздуха по трубам в системах проветривания принято назначать в пределах 2–25 м/с [4] в зависимости от конструктивных, строительных и других частных условий. Максимальные значения скорости рекомендуется принимать в воздуховодах с относительно гладкой внутренней поверхностью и в магистральных воздуховодах механических аспирационных установок [4]. Для протяжённых воздуховодов с естественной тягой назначение больших скоростей υр (в пределах 10–25 м/с) не целесообразно, так как возрастающие при этих скоростях потери давления в сети требуют сооружения напорных труб высотой до многих сотен метров.

Для изучения закономерностей изменения геометрических и кинематических параметров рассматриваемых трубопроводных систем с естественной тягой (рис. 1) была разработана методика расчёта воздуховодов с водяным подогревом, реализованная на ЭВМ при следующих исходных данных: глубина карьера Горевского ГОК H= 280 м, трубопроводная магистраль имеет постоянный внутренний диаметр D при толщине стенки δ = 0,01 м и неизменяемые участки АС и DE общей длиной 1221 м, статическое давление атмосферы на поверхности карьера рBE = 100000 Па, температура атмосферного воздуха на поверхности карьера tBC = –20°С, вертикальный температурный градиент атмосферы внутри карьера γAB = –0,03 К/м (инверсия) и над карьером γEF = 0 К/м (изотермия), температура воды в р. Ангара tр = 4°С. Выполненные на ЭВМ расчёты позволили получить графические зависимости между геометрическими (внутренний диаметр и длина трубопроводов) и кинематическими (скорость и расход воздуха) параметрами исследуемых трубопроводных систем (рис. 2 и 3).

Рис. 2 Зависимость необходимой длины LCD теплообменного трубопровода (а) и требуемой геометрической высоты h напорного трубопровода (б) от расхода воздуха QA на входе в трубопроводную магистраль

Известно, что увеличение диаметра D трубопровода при заданном значении расхода воздуха QA в трубопроводной сети, с одной стороны, ухудшает условия теплообмена через стенку труб (участок CD), а с другой – уменьшает потери давления в сети. В данном случае это приводит к росту необходимой длины LCD теплообменного трубопровода (рис. 2а) и к снижению требуемой высоты h напорной вертикальной трубы EF (рис. 2б).

Рис. 3 Зависимость полной длины LAF трубопроводной магистрали от расхода воздуха QA (а) или скорости воздушного потока υA (б) на входе в магистраль

Вместе с тем, оказалось, что при увеличении диаметра труб D рост длины LCD и снижение высоты h в рассматриваемом на рис. 2 диапазоне значений расхода воздуха QA происходит с разной интенсивностью. При сравнительно малых расходах воздуха QA или соответствующей этим расходам скорости воздушного потока υA более значимо изменение величины LCD, при больших расходах – величины h. Этот факт объясняет характер кривых на рис. 3, показывающих, что при сравнительно малых расходах QA и скоростях υA уменьшение диаметра труб D даёт возможность сократить общую протяжённость LAF трубопроводной магистрали.

Отмеченные свойства воздуховодов с естественной тягой, вызванной водоёмным подогревом, позволяют выделять для них области целесообразного использования труб различного диаметра. Например, в рассматриваемом случае при QA < 49,86 м3/с трубы диаметром D = 3 м допускают меньшую протяжённость LAF трубопроводной магистрали по сравнению с трубами диаметром D= 4 м, а при QA < 17,60 м3/с более предпочтительными по указанному фактору становятся трубы диаметром D = 2 м (см. рис. 3а).

С учётом того, что при D= 3 м и QA = 49,86 м3/с – υA = 7,05 м/с, а при D= 2 м и QA = 17,60 м3/с – υA = 5,60 м/с, а также принимая во внимание характер изменения значений h (cм. рис. 2б) и LAF (см. рис. 3б) при этих предельных расходах и скоростях, расчётную скорость воздушного потока на входе в трубопроводную магистраль диаметром D = 2–3 м следует принимать равной 3–5 м/с.

Аналогичным образом удалось установить целесообразные расчётные скорости для менее крупных и более крупных труб: при D = 1–2 м – скорость υр = 2–3 м/с, при D = 3–5 м – скорость υр = 5–7 м/с.

Для сужения области поиска целесообразных диаметров труб Dбыли построены графики зависимости LAF = ƒ(D) при QA = const (рис. 4).

Рис. 4 Зависимость полной длины LAF трубопроводной магистрали от её внутреннего диаметра D при постоянном расходе воздуха QA

Анализ графиков рис. 4 показал, что для заданного расхода воздуха в трубопроводной магистрали с естественной тягой, содержащей последовательно соединённые между собой всасывающий, теплообменный и напорный воздуховоды одинакового диаметра, всегда может быть установлена оптимальная величина внутреннего диаметра труб, при которой суммарная протяжённость теплообменного и напорного участков магистрали и, как следствие, её полная длина имеют минимальное значение.

Используя возможности современных компьютерных программ, оптимальный диаметр D труб определялся по величине абсциссы точки экстремума зависимости LAF = ƒ(D), а минимальная длина LAF трубопроводной магистрали – по величине ординаты (см. рис. 4). Так, например, в рассматриваемом случае минимальная протяжённость LAF воздухопроводной системы при заданном расходе QA = 5 м3/с обеспечивается при диаметре труб D = 1,553 м (LCD = 390 м, h = 61 м), при QA = 50 м3/с – диаметром труб D = 3,404 м (LCD = 1167 м, h = 181 м), при QA = 100 м3/с – диаметром труб D = 4,358 м (LCD = 1638 м, h = 252 м). С увеличением расхода QA с 5 до 100 м3/с (см. рис. 4) оптимальные (по критерию материалоёмкости) конструктивные параметры D, LCD и h возрастают при примерно постоянном соотношении LCD / h = 6,4–6,5.

Оптимальный диаметр трубопроводной магистрали и соответствующие значения длины теплообменного воздуховода и высоты напорной трубы при QA = 5–100 м3/с можно рассчитать с погрешностью не более 1,3% по полученным нами эмпирическим формулам:

D = 0,91·QA0,338, м; LCD = 177·QA0,483, м; h = 28·QA0,477, м.

Заключение

Представленные в статье методические основы анализа конструктивных параметров и режимов работы трубопроводных систем с естественной тягой, вызываемой нагревом воздуховодов в водоёмах, позволяют создавать в процессе проектирования идеальную модель этих систем. Наличие идеальной модели не исключает возможности внесения вынужденных поправок в конструкцию трубопроводных систем с учётом горнотехнических, технико-экономических и других частных условий. Конструктивные изменения могут быть связаны с необходимостью использования на теплообменном участке СD стального прямоугольного воздуховода большого сечения или нескольких параллельно соединённых стальных трубопроводов диаметром до 2–2,5 м, с целесообразностью применения наклонного напорного воздуховода EF, укладываемого на откосе отвала горных пород, с необходимостью периодического подключения к трубопроводной магистрали AF вентиляторной машины при пиковых пылегазовых концентрациях в атмосфере карьера.

Отметим, что трубы всасывающего и напорного участков диаметром более 2–2,5 м могут быть изготовлены из стеклопластика или выполнены в виде надувных баллонов, обладающих необходимой жёсткостью за счёт внутренних радиальных перегородок и избыточного давления в газодержащем слое. Перспективы применения в глубоких карьерах недорогих (при заполнении газодержащего слоя воздухом), быстровозводимых и легко перемещаемых надувных воздуховодов, методики расчёта их конструктивных параметров, жёсткости и возникающих в процессе эксплуатации деформаций будут рассмотрены в отдельной статье.

Ключевые слова: воздуховоды, проветривание, карьер, самотяга, расход воздуха

Журнал "Горная Промышленность" №1 (113) 2014, стр.114