В. Е. КИСЛЯКОВ
РАСЧЕТ ОТСТОЙНИКОВ
ОБОРОТНОГО ВОДОСНАБЖЕНИЯ ПРИ РАЗРАБОТКЕ РОССЫПЕЙ
В. Е. КИСЛЯКОВ
РАСЧЕТ ОТСТОЙНИКОВ
ОБОРОТНОГО ВОДОСНАБЖЕНИЯ ПРИ РАЗРАБОТКЕ РОССЫПЕЙ
КРАСНОЯРСК
1988
ИЗДАТЕЛЬСТВО красноярского УНИВЕРСИТЕТА
УДК 622.271.1 : 502.55(204)
Кисляков В. Е. Расчет отстойников оборотного водоснабжения при разработке россыпей. Красноярск: Изд-во Краснояр. ун-та, 1988.— 176 с.
В книге приведена методика расчета оптимальных параметров отстойников оборотного водоснабжения и минимально необходимого водопотреб-ления при разработке россыпных месторождений полезных ископаемых. Изложены вопросы фракционирования хвостов эфельных отвалов, формирования надводной и подводной частей гидравлического отвала, динамики накопления взвешенных веществ в оборотной воде, расчета скорости осаждения тонкодисперсных фракций хвостов, баланса воды и твердого в системе оборотного водоснабжения драг, промывочных установок и средств гидромеханизации.
Для инженерно-технических работников горно-обогатительных предприятий, проектных и научно-исследовательских организаций, а также студентов горных специальностей.
Печатается по решению редакционно-издательского совета Красноярского университета
Рецензенты: д-р'техй. наук В. Ф. Хныкин, гл. инж. комбината «Куларзолото» В. Л. А ю ш е е в •
2504000000
М 178(03) —88
31—88
© Издательство Красноярского университета, 1988
ВВЕДЕНИЕ
Развитие народного хозяйства нашей страны предусматривает дальнейший рост добычи полезных компонентов из россыпных месторождений. В настоящее время эффективность добычи должна основываться на использовании передовой техники и технологии, а также на решении задач дальнейшего усиления охраны окружающей среды и рационального использования природных ресурсов, которые наметил XXVII съезд КПСС в «Основных направлениях экономического и социального. развития СССР на 1986—1990 годы и на период до 2000 года». В частности запланировано: «...Продолжить осуществление комплекса мер по охране водоемов Арктического бассейна, Средней Азии и Казахстана, а также по улучшению состояния малых рек и водохранилищ. Более рационально использовать водные ресурсы...» *.
Особенно остро проблема охраны окружающей водной среды касается перспективных районов Крайнего Севера, где наиболее эффективно ведется разработка россыпных месторождений полезных ископаемых. Для разработки, промывки и обогащения 1 м3 металлоносных песков с использованием драг, промывочных установок и средств гидромеханизации требуется до 15—20 м3 воды. Сброс такого количества сточных вод с большим содержанием тонкодисперсных глинистых фракций ведет к экологическому сдвигу водных систем, потере воспроизводственного значения водоемов, значительному экономическому ущербу. В связи с этим встает вопрос об организации стабильного оборотного водоснабжения добычных, промывочных и обогатительных установок без сброса технологической воды во внешние водоемы.
Анализ состояния вопроса показал, что применение данного способа водоснабжения затруднено из-за значительного содержания илисто-глинистых фракций в разрабатываемых песках большей части россыпных месторождений. Теоретические и экспериментальные исследования процессов складирования хвостов от промывки металлоносных песков или пород вскрыши по ряду вопросов носят незавершенный характер.
Монография посвящена повышению эффективности оборотного водоснабжения промышленных объектов, ведущих раз
* Труд. 1986. 9 марта.
3
работку, промывку и обогащение металлоносных песков россыпных месторождений, за счет научно обоснованного определения параметров отстойников и объема водопотребления.
Автор выражает благодарность руководству и инженерно-техническим работникам комбината «Куларзолото» и Депутатского ГОКа производственного объединения «Якутзолото» за оказанную помощь в процессе опробования методики и проведения промышленных экспериментов, а также профессору Московского геологоразведочного института В. Ф. Хны-кину, доценту Т. С. Потаповой и инженеру-математику Т. А. Веретеновой Красноярского института цветных металлов за ценные замечания и предложения.
1.	АНАЛИЗ СХЕМ ВОДОСНАБЖЕНИЯ ДОБЫЧНЫХ И ОБОГАТИТЕЛЬНЫХ УСТАНОВОК
Все схемы водоснабжения драг, гидравлик и промывочных установок можно классифицировать следующим образом: прямоточные, оборотные и оборотно-прямоточные (рис. 1). Рассмотрим эти схемы водоснабжения и условия их применения.
1.1.	Прямоточные схемы водоснабжения
В зависимости от дебита источника водоснабжения при прямоточных схемах источник используется частично или полностью, с устройством или без устройства аккумулирующего водоема (рис. 2): При прямоточном водоснабжении забираемая из источника или аккумулирующего водоема вода после использования ее в технологическом процессе полностью сбрасывается в источник ниже горных работ. Химический анализ воды в контрольных створах охраняемых водотоков показал изменение химического состава ее ниже впадения загрязняющих водотоков, что обусловлено выщелачиванием солей из промывочных песков и обменными реакциями между водой и породой. Так, некоторые россыпные месторождения содержат до 45% водорастворимых минералов типа фиброферрита (Fe(OH) -SO4). Дезинтеграция и промывка таких песков приводит к переходу анионов SO42- (сульфат-ионов) в водный раствор, значительно изменяя его солевой состав и активную реакцию. Исследованиями, проведенными Г.- В. Зуб-ченко и Г. А. Сулиным по россыпным месторождениям Северо-Востока, также показан сдвиг концентрации химических примесей в промывочных сточных водах в среднем в 1,5—2 раза выше, чем в речной воде [36].
Таким образом, необходимо отметить, что сброс воды от промывки металлоносных песков изменяет химический состав природных вод. По данным многочисленных исследований, лимитирующий показатель вредности повышается в среднем на 1,191 от природного содержания химических ингредиентов в воде. Как известно, качество воды водоемов достигает границы экологического сдвига, если содержание загрязняющих примесей в ней равно одной дозе. Для индивидуального
5
Рис. 1. Классификация схем водоснабжения добычных и обогатительных установок
Рис. 2. Прямоточные схемы водоснабжения промывочных установок с частичным (а, б) и полным (в) использованием дебита рек
вещества эта доза соответствует предельно допустимой концентрации данного вещества (ПДК). Для некоторых веществ одного лимитирующего показателя вредности (ЛПВ) одна доза соответствует [102]
m ('.
,?,пж = 1'
где Cj — концентрация i-ro вещества в воде водоема; ПДКл — предельно допустимая концентрация этого вещества; i = l, 2, ...,m — количество веществ одинакового ЛПВ, содержащихся в воде водоема, которые в него поступят после ввода в эксплуатацию проектируемых объектов.
Анализ мутности водных бассейнов при прямоточном водоснабжении промывочных установок показал значительное превышение содержания взвешенных веществ относительно норм ПДК в водотоках ниже ведения горных работ [40—43, 102]. В отдельных случаях концентрация взвеси достигает 124 г/дм3 при полном использовании дебита, водотока. При частичном использовании дебита на содержание взвешенных веществ влияет его разбавляющая способность. Однако проведенный анализ свидетельствует, что вынос тонкодисперсных глинистых фракций в водотоки увеличивает их мутность до 9,915 г/дм3. Такое превышение мутности приводит к сдвигу экологического равновесия водотоков, наносит значительный ущерб биологической среде.
Таким образом, применение прямоточных схем водоснабжения возможно только в тех случаях, когда качество водоемов ниже ведения горных работ полностью удовлетворяет правилам охраны поверхностных вод от загрязнения сточными водами. К основным требованиям правил относятся следующие ограничения [102]: содержание взвешенных веществ не должно увеличиваться более чем на 0,25 мг/дм3; для водоемов, содержащих в межень свыше 30 мг/дм3 природных минеральных веществ, допускается увеличение содержания взвешенных веществ в воде в пределах 5%; запрещается сброс взвеси со скоростью выпадения более 0,4 мм/с для проточных водоемов и более 0,2 мм/с для водохранилищ. Выполнение этих требований возможно только при отработке техногенных (ранее разработанных и промытых) россыпей, не содержащих глинистых включений. Кроме того, использование прямоточных схем осуществимо при достаточном количестве воды, а с учетом ввода платы за используемую воду их применение неэффективно.
7
1.2.	Оборотно-прямоточные схемы водоснабжения
Оборотно-прямоточные схемы водоснабжения драг, гидравлик и промывочных установок явились промежуточным этапом при переходе предприятий от прямоточного водоснабжения к оборотному (см. рис. 1). Применение схем оборотйо-прямоточного водоснабжения ограничивает сброс промышленных стоков, а следовательно, и потребление свежей воды. Водозабор осуществляется из отстойника, в который поступают стоки от добычного или обогатительного оборудования (рис. 3). Освежение воды в отстойнике достигается за счет
Рис. 3. Оборотно-прямоточная (а) и оборотная (б) схемы водоснабжения промывочных установок
8
воды из реки, которая смешиваетсях со стоками от установок и удаляется через водосбросные сооружения. При одинаковых горно-геологических и гидрологических условиях степень загрязнения внешних водотоков при таких схемах меньше, чем при прямоточных [40—431. Если при прямоточных схемах водоснабжения мутность водотоков ниже горных работ в среднем составляет 18718 мг/дм3 (39994 мг/дм3 при полном использовании дебита реки (ручья) и 5420 мг/дм3 — при частичном), то при оборотно-прямоточных — около 4982 мг/дм3, то есть снижается на 73% [40—43]. Это происходит за счет разбавления стоков и их частичной очистки в отстойниках. Объем сбрасываемых в реки стоков при работе с частичным водооборотом зависит от притока воды в отстойник.
К недостаткам оборотно-прямоточных схем можно отнести частый прорыв водоудерживающих дамб-отстойников из-за кратковременных дождевых паводков. Водотоки северного региона нашей страны имеют значительную площадь водосбора и при выпадении дождевых осадков за короткий промежуток времени их дебит увеличивается в 20—25 раз (рис. 4) [12]. Водосбросные устройства не справляются с потоком, в результате происходит прорыв дамб и массовый выброс взвешенных веществ из отстойников, что оказывает еще
Рис. 4. Гидрограф дождевых паводков (1) на р. Суор-Уйалаах в июле 1978 г. (пос. Власово Якутской АССР) и изменение дневной температуры воздуха (2)
9
большее влияние на экологию рек. Прорыв дамб приводит также к простоям добычного и обогатительного оборудования из-за недостаточного количества воды для технологических нужд. Анализ простоев некоторых промывочных установок на одном из золотодобывающих гррно-оботатительных комбинатов Крайнего Севера показал, что их продолжительность по вышеуказанным причинам составила в среднем 22—23% продолжительности промывочного сезона.
Таким образом, применение оборотно-прямоточных схем водоснабжения предъявляет такие же требования, как и при использовании прямоточных (ввиду наличия сброса технологической воды из системы водоснабжения), а также приводит к риску прорыва водоудерживающих дамб в период паводков.
1.3.	Оборотные схемы водоснабжения
Самой эффективной по условиям охраны окружающей водной среды от загрязнения взвешенными глинистыми частицами является схема водоснабжения с полным оборотом технологической воды (см. рис. 1). Эта схема основана на замкнутом цикле водооборота (отстойник — добычная или обогатительная установка — отстойник) и обеспечивает полное изолирование работ по разработке или промывке от внешних водотоков (см. рис. 3). Мутность водотоков ниже горных работ при переводе промывочных установок на оборотное водоснабжение составляет в среднем 835,9 мг/дм3, то есть снижена по сравнению с оборотно-прямоточными схемами на 88% и прямоточными — на 95,5%. Однако ПДК по взвешенным веществам в реках ниже ведения горных работ не достигнуто из-за размыва илов, отложившихся при использовании прямоточных и оборотно-прямоточных схем водоснабжения. В некоторых случаях производился частичный сброс технологической воды из отстойников, объем- которых недостаточен для аккумулирования илисто-глинистых фракций и воды, образованной в результате оттайки льдистых включений.
По данным хронометража рабочего времени, простои в среднем составили 12—13% от продолжительности промывочного сезона, то есть снизились на 10% по сравнению с работой по прямоточным схемам водоснабжения. Причиной простоев явилось заиливание отстойников и всасов насосных станций, обусловившее необходимость сбрасывания технологической воды и очистки отстойников во время промывочного
10
сезона, перестановки насосных станций, сооружения дополнительных отстойников. Кроме того, при использовании замкнутого водооборота резко повышается загрязненность технологической воды (рис. 5), что отрицательно сказывается на
Схемы ЬоОосиабжешя	Прямоточная	ж			
	Обыютио-прямотшиая				0000
	Оборотная				
/	10	100	1000	10000	100000 •
Мутность боды .подобаемой на промыбкц, мг/дм 5
Рис. 5. Зависимость мутности воды, подаваемой на промывку, от схем водоснабжения промывочных установок
извлечении металла [5, 29, 46, 90, 98], ведет к износу насосного и обогатительного оборудования [3, 103, 123] и допол-
нительным потерям электроэнергии [73
Для полного достижения ПДК в реках ниже производства горных работ, сокращения простоев промышленных объектов из-за сбоев водоснабжения и снижения мутности, технологической воды необходимо сооружать илоотстойники больших объемов. Нами разработана методика расчета оптимального объема отстойников, отвечающая всем требованиям эффективного оборотного водоснабжения добычного и обогатительного оборудования при разработке россыпных месторождений
полезных ископаемых.
2.	ОБЩАЯ СТРУКТУРА РАСЧЕТА ОТСТОЙНИКА
2.1.	Структура расчета минимально необходимого объема отстойника
Общую структуру определения необходимого объема хвое; тохранилища при работе драг, гидравлик и промывочных установок в замкнутом цикле водооборота можно дать в виде схемы (рис. 6). Минимально необходимый объем отстойника в общем случае определяют по уравнению [54]:
11
Баланс mbepdoeo:
Водный баланс:
Объем отстойника
Объем осадка б отстойнике
Объем боды на конец отработки месторождение
Вынос илоб б отстойник от оттайки тордюб
Вынос хбостоб с гиюка намыба
Вынос хбостоб б отстойную зону
Объем хбостоб ocoMai [Объем^хбостоб по длине стокоб \эфельных ерракц
Объем плана намыба
Объем бзбесей б боде отстойника
Вынос бзбесей со слабом
Вынос бзбесей с 'ренажными стоками
Сброс зрелым фракций} Гобъем ырелъных с проимбоиной устаиобкиХ	отбалоб
Объем, промыдаемых пескоб
Объем галечных хбостоб
Объем Мы на начало отработки месторождения
Приток боды от оттайки льдистых бклюиений торуоб
Приток
Потери
Объем отбалоб стокерной гола
Объем отбалоб Вашеерднои если
Колъматаж дамбы и ложа отстойника
Сток с подерхносги Водозабора
На площадь отстойника
метео -осадки
Приток груитобых бод
Отпайка льдистых Включений
Приток л поберхносгиыхМ
Арена* через ложе идамбуотслюйиика
Заполнение пор осадка
Заполнение пор пляжа намыба
Потери с зрелей
Испарение	Слаб	Потери с залей
Рис. 6. Схема к расчету минимально необходимого объема отстойника при работе промывочных установок в замкнутом цикле водоснабжения
V=Qo + Vk,
(2.1)
где
V — объем отстойника, м3;
Qo — объем водонасыщенного осадка, расположенного ниже уровня воды в отстойнике, м3;
Vk — минимально необходимый объем воды в отстойнике на конец его эксплуатации, м3.
Два основных фактора Qo и VK, входящих в формулу (2.1), можно определить из расчета полного баланса твердого и воды по схеме водоснабжения промышленного объекта (см. рис. 6 и 7).
Рис. 7. Водный баланс и баланс твердого в системе оборотного водоснабжения
13
Баланс твердого
Qo = Q 4“ Qt—Qb Qc Qa Ql Qn Qbb Qc\n—Одр—Qk, (2.2) где
Q — объем промываемых песков (в плотной массе) при работе проектируемого отстойника, м3;
QT — вынос илисто-глинистых фракций в отстойник от оттайки торфов (в случае их складирования в зоне отстойника), м3;
Qb, Qc, Qa—фактический объем хвостов (в плотной массе) вашгердной, стакерной гали и эфельных отвалов соответственно, м3;
Ql — объем хвостов, осевших по длине стоков от границы эфельных отвалов до отстойника, м3;
Qn — объем скелета хвостов в надводной части гидравлического отвала, м3;
Qbb — объем взвешенных веществ в воде отстойника на конец его эксплуатации, м3;
Qcji — объем взвешенных, веществ, сброшенных из отстойника во внешние водотоки, м3;
Qap — вынос взвешенных веществ с дренажными стоками, м3;
QK— объем взвешенных веществ, ушедших на коль-матаж дамбы и ложа отстойника, м3.
Водный баланс.'определяется из условий мутности оборотной воды, не влияющей на процесс обогащения при бессточных схемах водоснабжения, или учвта ПДК по взвешенным веществам в охраняемых водотоках при оборотных схемах с частичным сбросом технологической воды. Минимально необходимый объем воды в отстойнике на конец его эксплуатации >
:	'	.VK = VH + SVnp-SVpacx,	/	(2.3)
где	‘	У
Ун — объем воды в отстойнике, необходимый на начало его эксплуатации, м3;
SVnp — суммарный приток воды в систему водоснабжения за период эксплуатации отстойника, м3; \
SVpacx — суммарные потери воды из системы водоснабжения за период эксплуатации отстойника, м3. .
14
Суммарный приток воды в систему водоснабжения:
SVnp = Vt + Ул + Vn + Vrp + Voc,	(2.4)
где
VT — объем воды, поступившей от оттайки торфов, м3;
Ул — объем воды, поступившей от оттайки льдистых включений в песках, м3;
Уп, Угр—приток поверхностных и грунтовых вод в систему водоснабжения, м3;
Уос — количество метеоосадков, выпавших за период эксплуатации отстойника, м3.
Суммарные потери воды из системы водоснабжения
2Урасх == Удр + Уо + Уп.п + Уг + Уэ + Уисп + Усл,	(2-5)
где
Удр — потери воды с дренажом через тело дамбы и ложе хвостохранилища, м3;
Vo — потери на заполнение пор в гидравлическом отвале, расположенном ниже уровня воды отстойника, м3;
Уп.п — потери воды на заполнение- пор в гидравлическом отвале, расположенном выше уровня воды в отстойнике, м3';
Уг, Уэ — потери воды с галечными и эфелъными хвостами соответственно, м3;	. ,
Уисп — потери воды на испарение, м3;.
Усл — сброс лишней воды из системы водоснабжения, м3.
Сущность методики заключается в детальном определении (на основании анализа результатов лабораторных и промышленных исследований) всех влияющих на баланс твердого и воды факторов.
2.2.	Определение объемов хвостов промывки
Расчет баланса твердого по схеме с замкнутым циклом водоснабжения необходимо начинать с анализа схемы распределения хвостов по классам крупности. На рис. 8 представлена схема промывки и обогащения песков на промывочных установках типа ПГБ и ПКС. Чистый выход вашгердной и стакерной гали на промывочной . установке или драге (при
15
100% дезинтеграции песков) определяется в зависимости от гранулометрического состава разрабатываемых песков и диаметра перфораций гидровашгерда и барабанного дезинтегратора:
исходные пески
Промыдка на гидробашгерде
125мм I
д отдал башгердная галя
| -125мм
Обогащение на шлюзах глубокого наполнение
Дезинтеграция а грохоиение Концентрат б барабанном грохоте________
+16мм | д отдал Стокерная галя
I -/flw Обогащение на шлюзах мелкого наполнения
Мосты 6 отдал Эфель
Концентрат
Рис. 8. Схема промывки и обогащения песков на промывочной установке
Bi—1 + Bi, если di^D;
R , (Bl-1-D).Bi
Вь(Вс) =
di_t — di ’	(2.6)
если (di<D)A(dj-i>D);
Bi-i, если (di<D) A(dl_I<D),
где
Вь, Be — чистый выход вашгердной или стакерной гали соответственно, %;
Bi — содержание i-й фракции в исходных песках, %;
di — крупность i-й фракции, мм;
D — максимальный диаметр отверстий гидровашгерда (барабанного дезинтегратора), мм.
16
Чистый выход илисто-глинистых и эфельных фракций:
Вэ=100— (Вь + Вс).	(2.7)
Однако чем больше в промываемых песках глинистых включений, тем ниже коэффициент их дезинтеграции. В отвалы вашгердной и стакерной гали уходит минусовой материал в виде глинистых окатышей и примазок. Фактический выход в зависимости от эффективности дезинтеграции песков:
Вь/1==Вь-(2 — Кь);	(2.8)
Вс' = Вс-(2 - Кс);	(2.9)
B/=100— (ВьЧ-Вс'),	(2.10)
где
Вь', В/, Вэл—фактический выход вашгердной, стакерной гали и эфельных фракций, %;
Кь, Кс — коэффициенты дезинтеграции вашгердной и стакерной гали.
В конечном итоге объем хвостов промывки
Qb=:Q.Bb7100;
Qc = Q.Bc7100;	(2.11)
Q3, = Q-B3, = Q— (Qb+Qc), где
Qb, Qc, Q3Z — объем вашгердной, стакерной гали, эфельных и илисто-глинистых фракций, м3;
Q — объем промываемых песков, м3.
Объем отвалов стакерной гали при их отсыпке с помощью опорно-звеньевого ленточного отвалообразователя типа СПЗ определяют по формулам С. М. Шорохова [140, 141] или Е. И. Богданова [7], в которых коэффициент разрыхления Кр и угол откоса отвала рг в зависимости от крупности гали для расчета процесса отвалообразования на ЭВМ переведены в следующие эмпирические формулы:
Кр = 0,2741+0,8955-lg dc;	(2.12)
Рг = ]q1,7352-0,136-lgdc ,	(2.13)
где dc — средневзвешенный диаметр гали, мм.
После определения фактического выхода вашгердной и стакерной гали определяют выход эфельных и илисто-глинистых фракций и их гранулометрическую характеристику.
Объем эфельных отвалов
(2.14)
2-380
1.7
где
Q3 — объем эфельных отвалов, м3;
Кэ — коэффициент разрыхления хвостов эфельных отвалов, Кэ=1,07— 1,12 [140, 141];
Qb.o — вынос илисто-глинистых фракций с карты намыва эфельных отвалов, % от объёма промываемых песков (гл. 4).
Таким образом, фактический объем эфельных отвалов можно найти после анализа распределения в них хвостов от промывки металлоносных песков или торфов вскрыши и расчета выноса илисто-глинистых фракций с карты намыва эфельных отвалов.
2.3.	Эффективность дезинтеграции глинистых песков
В настоящее время осваивается все большее число россыпных месторождений, содержащих значительное количество глинистых включений. Содержание в песках тонкодисперсных глинистых фракций крупностью —0,005 мм колеблется в широких пределах: от 2—3 до 35—40%. При переработке таких песков на промывочных установках типа ПГБ и ПКС или драгах происходит их неполная дезинтеграция из-за значительных сил сцепления тонких фракций в глинистых включениях. Непродезинтегрированные отложения выходят в виде примазок с вашгердной галей, крупных и мелких окатышей со стакерной галей и эфелем, что значительно изменяет характер фракционирования отвалов и вынос тонкодисперсных фракций в отстойники.
В существующих методиках расчета объема отвалов и гидротехнических сооружений эффективность дезинтеграции песков принимается приближенно или совсем не учитывается. Это .приводит к неправильным расчетам объема отвалов вашгердной и стакерной гали, а следовательно, к ошибочному выбору типа отвалообразователя или количества их звеньев; неверным расчетам объема эфельных отвалов и выноса тонкодисперсных фракций в отстойные зоны; ошибкам при прогнозировании потерь ценного Компонента при гравитационном обогащении. Целью исследований, приведенных в данной главе, явилось определение эффективности дезинтеграции песков на промывочных установках при разработке россыпных месторождений. "	.
18
Методика проведения исследований заключалась в следующем: на промывочных установках, перерабатывающих пески с различным содержанием тонкодисперсных глинистых фракций (от 3,5 до 32,5%), периодически отбирали пробы вашгердной и стакерной гали. Объем проб замеряли в плотной массе, затем пробы тщательно промывали от глинистых включений и рассеивали на ситах с диаметром перфораций, равным диаметру отверстий гидровашгерда — для вашгердной гали и барабанного грохота — для стакерной гали. После промывки и рассева объем определяли вторично, а также для контроля фиксировали объем отмытых фракций. Критерием к определению эффективности дезинтеграции песков на гидровашгерде и скруббере промывочных установок служил коэффициент дезинтеграции:
кв = ^;	(2.15)
Кс = -§^	(2.16)
где
Кв, Кс — коэффициент дезинтеграции вашгердной и стакерной гали;
Qb, Qc —объем вашгердной и стакерной гали в плотной массе до размыва, м3;
QbS Qcz — объем вашгердной и стакерной гали после размыва и отсева мелких фракций, м3.
В результате математической обработки полученных данных выведены следующие уравнения регрессии [56]:
Кв = 1 —0,0009*6;	(2.17)
Кс=1 -0,009-6;	(2.18)
где 6 — содержание глины в промываемых песках, %.
Ошибка уравнений в среднем составила 0,42 и 0,78% соответственно.
Использование в качестве коагулянта ’ (с целью интенсификации процесса осаждения взвешенных веществ в отстойнике) реагента ПХМ способствует улучшению дезинтеграции глинистых отложений. При промышленном внедрении ПХМ на промывочных установках проводились отбор и обработка проб по вышеописанной методике. На основе обработанных данных получена зависимость
2*
19
| |,при8«|О%
l 1,075 —0,0075-6, при 6>10%, v
где Кс' — коэффициент дезинтеграции глинистых песков при работе промывочной установки с коагулянтом.
Ошибка уравнения составила не более 0,7%. Эффективность дезинтеграции вашгердной гали значительно не изменялась.
Таким образом, по представленным формулам можно определить действительный выход хвостов промывки и объемы отвалов, а по потерям тонкодисперсных фракций с недогро-хоченным материалом — их действительный вынос в отстойники оборотного водоснабжения, прогнозировать извлечение полезного компонента.
2.4.	Пример расчета
Необходимо определить объемы хвостов от переработки песков на промывочной установке типа ПГБ-1000 с максимальным диаметром перфораций: гидровашгерда — 120 мм; барабанного дезинтегратора — 40 мм. Общий объем промываемых песков 100 тыс. м3, продолжительность промывочного сезона 100 дней. Работа будет проводиться с коагулянтом, способствующим повышению дезинтеграции глинистых фракций песков. Гранулометрический состав разрабатываемых песков представлен в табл. 1.
Таблица 1
Гранулометрический состав песков
Класс крупности, мм	Выход, %	Выход, м3
+ 120	1,0	1000
—120 + 40	2,0	2000
—40+10	4,5	4500
—10 + 5	6,5	6500
—5+1	8,0	8000 .
—1+0,5	. 9,5	9500
—0,5+0,1	12,5	12500
—0,1+0,074	23,0	23000
—0,074+0,005	22,5	22500
—0,005	10,5	10500
20
Уклон местности по длине складирования хвостов эфельных фракций составляет 0,015. Высота установки колод над поверхностью 1,5 м (необходимый зазор между колодой и гребнем отвала 0,3 м). Расстояние от промывочной установки до границы планируемого отстойника 430 м. Удельный расход воды, подаваемой на промывку, равен 15 м3 на 1 м3 песков.
Решение:
6 = 10,5%,	6>10% (класс—0,005 мм),
следовательно
К/ = 1,075 — 0,0075 -10,5 = 0,996;
Кв = 1;
Вв=1%;
Вс = 2%;
Вв7—1%;
Вс' = 2- (2 — 0,996)^2%;
QB= 1-100000/100= 1000 м3;
Qc = 2-100000/100 = 2000 м3;
Q3'= 100000 — (1000 + 2000) =97000 м3.
Теоретический объем хвостов эфельных отвалов составляет 97 тыс. м3, фактический объем эфельных отвалов определится после расчета объема выноса хвостов с карты намыва эфельных отвалов.
3.	ФРАКЦИОНИРОВАНИЕ ХВОСТОВ ЭФЕЛЬНЫХ ОТВАЛОВ
3.1.	Характер фракционирования хвостов эфельных отвалов при разработке легкопромывистых рооссыпей
Необходимость определения характера фракционирования хвостов эфельных отвалов обусловливается точностью проектирования объемов гидротехнических сооружений, что особенно важно при расчете систем оборотного водоснабжения промывочных установок. Зная распределение хвостов по классам крупности и гранулометрический состав разрабатываемых песков, а также их объем, можно определить такие параметры, как объем эфельных отвалов, их длину и уклон, а также
21
средневзвешенную крупность хвостов в любой точке отвала или в стоках выноса с карты намыва.
В настоящее время известно много способов прогноза гидравлической раскладки грунта в намываемом сооружении. Эти способы основаны на изучении и обработке данных намыва отечественных и зарубежных плотин и хвостохранилищ, а также результатов лабораторных исследований, проведенных учеными В. А. Мелентьевым [77—79], И. Я. Русиновым [97], Н. П. Колпашниковым, Б. А. Волниным [14, 15], И. А. Шнеером [138, 139], А. Д. Шерстюковым [136], Г. Т. Сарви-ным [111, 112], И. С. Федоровым [128], В. И. Каминской и Л. П. Коноваловым [48], В. Н. Степановым [119] и другими. Известные методы расчета фракционирования в основном применимы к легкопромывистым пескам и не учитывают степень дезинтеграции глинистых включений.
Для уточнения метода расчета фракционирования эфель-ных отвалов при отработке россыпных месторождений с различным содержанием глинистых фракций проведены промышленные исследования намыва эфельных отвалов. Процесс фракционирования .хвостов при отработке россыпей с содержанием тонкодисперсных фракций класса —0,074 мм менее 5% хорошо описывается методом, предложенным И. Я. Русиновым (ВНИИГ им. Б. Е. Веденеева) [97].
На основании анализа результатов многочисленных экспериментов по намыву несвязных грунтов И. Я. Русинов утверждает, что перемещение частиц твердой фазы и их фракционирование являются стохастическим (вероятностным) процессом с прерывным временем. Пренебрегая силами адсорбционного притяжения, вступающими в действие только при столкновении частиц, обладающих способностью к коагуляции, автор способа записывает стохастическое уравнение движения частицы в виде [97]
m-R(m, т)—Ко-т-х — т-х = 0,	(3.1)
где т — масса частицы, г;
R(m,r) —вероятностная функция, характеризующая суммарный эффект турбулентных пульсаций, воздействующих на единицу массы частицы, дн/г;
Ко — стохастический коэффициент, 1/с;
х — величина перемещения частицы, см.
Используя математические зависимости статистических совокупностей, исследователь показывает, что полученная после некоторых подстановок и преобразований функция перехода 22
является функцией нормального распределения. В соответствии с этим он ввел величину
/р- (1 - 1/2-КоЭ /К//3 • V2
(3.2)
значение функции которой f(t) можно найти с помощью таблиц плотности нормального распределения J11, 12, 89] или по формуле
f(t) = —1=^е	2.	(3.3)
V 2 • тс
В формуле (3.2) 1о — относительное расстояние от места выпуска пульпы; Ко' и КУ— эмпирические коэффициенты (табл. 2); V — средняя скорость движения пульпы по карте намыва, м/с.
Таблица 2
Значения эмпирических коэффициентов Ко' и К2' [97]
Г рунты	Средний диаметр частиц, мм	Ко'	к/
Гравийный:			
крупный	40—20	1,408	0,019
средний	20—5	1,390	0,023
мелкий	5—2	1,282	0,044
Песчаный:			
крупный	2—1,0	1,072	0,058
средний	1—0,5	0,902	0,056
мелкий	0,5—0,25	0,784	0,050
Песчано-пылеватый	0,25-0,10	0,616	0,037
Пылеватый	0,10—0,05	0,330	0,024
Относительное расстояние от места выпуска пульпы
*о=4" ’	(з-4)
где I — расстояние от места сброса пульпы до рассматриваемого участка фракционирования, м;
L — горизонтальное расстояние до отстойника (длина стоков), м.
23
Средняя скорость движения пульпы по карте намыва У=СУЙЛ,	(3.5)
где С — коэффициент Шези, м0>5/с2 [116, 133];
R — гидравлический радиус, м;
I—уклон отложений намыва тв зоне сплошного потока. Коэффициент Шези
с = Ry,	(3.6)
где п — коэффициент шероховатости;
у=2,5.уп-- 0,13 — 0,75-yR(Vn^- 0,1).	(3.7)
Для более точного определения эмпирических коэффициентов Ко' и Кг' и составления программы для расчета фракционирования на ЭВМ в зависимости от крупности фракций получены следующие уравнения регрессии:
Ко' — [22,4442 — 36,5882/(3+lg d)] • 10-1,	(3.8)
К2' = ехр{—62,292 + 81,834-lg[10- (3+lgd)] —
—28,188-[lg(30+10-lg d)]2}.	-	(3.9)
Плотность вероятности распределения частиц i-й фракции по карте намыва
абсолютное процентное содержание отдельных частиц по данным участка карты намыва
F- R- ’
В/=_Л>-!_ -Ю0,'	(3.11)
S р|  Bi
_i=l
где Bi — выход i-фракции в исходных песках, %; п — количество рассматриваемых фракций.
Однако приведенный способ дает значительную ошибку при прогнозировании раскладки тонкодисперсной части хвостов (—0,074 мм) по длине эфельных отвалов, так как не учитывает выход окатышей непродезинтегрированных глинистых включений и процесс коагуляции взвеси. Он применим при содержании фракций—0,074 мм в песках менее 5%. Точность расчета по методике подтверждается результатами опробова
24
ния эфельных отвалов при отработке техногенной россыпи (исходное содержание фракций —0,074 мм составило 3,15 и 2,45%). Результаты опробований и расчета показаны графиками на рис. 9. Однако такие наносы встречаются довольно редко. Когда содержание глинйстых частиц составляет более 5%, при прогнозировании фракционирования эфельных хвос-
Опшоситымая дяша
Рис. 9. Результаты фракционирования хвостов с исходным содержанием фракций крупностью — 0,074 мм менее 5% и изменение средневзвешенного диаметра хвостов по длине эфельных отвалов. Крупность фракций: Р —16+10; 2 —10-1-5; 3, —5-1-3; 41 —3+1; 5 —1+0,5; 6 —0,5 + 0,25; 7 —0,25 + + 0,16; 8 —0,16 + 0,1; 9 —0,1+0,074; 10 —0,074 мм
25
тов необходимо учитывать выход глинистых окатышей с хвостовых колод промывочных установок и процесс коагуляции тонкодисперсных фракций по длине отвалов.
3.2.	Характер фракционирования хвостов при разработке труднопромывистых россыпей
Промышленные исследования распределения хвостов по длине эфельных отвалов проводили на восьми месторождениях с различным гранулометрическим составом исходных песков и на промывочных установках с различным уклоном поверхности по длине распределения отвалов. Всего сделано 19 опробований. При работе промывочных установок с коагулянтом фракционирование эфельных отвалов изучалось на четырех месторождениях. Из исходной пульпы и по длине эфельных отвалов были отобраны пробы для определения гранулометрического состава и затем средневзвешенного диаметра хвостов. Гранулометрический состав фракций +0,074 мм определялся ситовым методом, а илисто-глинистые фракции размывались на гидравлическом классификаторе типа АДАП. Ситовой анализ производился с промывкой проб водой.
С целью выявления закономерности распределения хвостов по длине эфельных отвалов результаты исследований обрабатывались на ЭВМ «Наири-К» по программе многофакторной нелинейной корреляции. Получены следующие уравнения регрессии для расчета выхода определенных классов крупности тонкодисперсных фракций:
класс —0,074 + 0,040 мм
В = 0,3483 • Ви — 7,3235 • V+4,4677 - 10+0,0448 • 6 + + 0,0036 • Вц2 + 2,3206 • V2 + 4,6873 • 102 — 0,0036 • 62 + + 2,4459;	(3.12)
класс —0,040 + 0,020 мм
В = 0,9622 • Ви — 18,9129 • V+8,5414 • 10 + 0,3822 • 6 — —0,0162-Ви2 + 8,0898-V2 + 8,7128-102—0,0113-62—0,4899; (3.13)
класс —0,020 + 0,010 мм
В = 0,2605-Ви—15,4651-V—3,5918-10+0,1514-6 +
+ 0,0043 • Ви2+6,5682 • V2 + 28,2138 • 102—0,0069 • 62 +
+ 2,9889;	(3.14)
26
класс —0,010 + 0,005 мм
В=—3,5353 • Ви+6,2618 • V—19,5476 • 10+0,5446 • 6 + +0,2396 • Ви2—2,3885 • V2+ 35,443 • 102—0,0036 • 62+ + 5,2797;	(3.15)
класс —0,005 мм при 6^10%
В = ехр (—0,2395 • 6—4,45 • V+6,0926 • 10+
+ 0,0237 • 62 + 1,7532 • V2 + 0,4524 • 102—2,9777);	(3.16)
класс —0,005 мм, при 6> 10%
В = ехр (0,4285 • 6—5,307 • V+4,5637 • 10—0,0057 • 62 +
+ 2,501 • V2 + 0,451 -1о2—5,9158),	(3.17)
где Ви — исходный выход соответствующих классов (сброс с промывочной установки), %; 1о — относительная длина от места сброса пульпы, м; 6 — содержание фракций —0,005 мм в исходной пульпе, %.
Совокупный индекс корреляции представленных уравнений регрессии изменялся в пределах от 0,7§ до 0,94, индекс детерминации — от 0,56 до 0,89, стандартная ошибка — от 3,0 до 4,7%.
Для определения фактического выхода полученные значения необходимо сравнить с выходом фракций -^0,074 мм:
В|-	(3.18)
1=1
где В]—общий выход фракций размером —0,074 мм, %.
' — 1,3024 • Ви—31,2221 • V—29,1753 • 10 +
_ +0,0158 • Ви2+11,4839 - V2 +102,231 -102 + 39,6479;
95%, если Bi> 100%;	(ЗЛ9)
5%, если Bi^0%,
где Ви — исходный выход фракций —0,074 мм, %.
Для уточнения выхода фракций —5+0,074 мм, которые связываются глинистыми включениями в окатыши, для каждого выхода найдено фактическое значение коэффициента распределения крупных фракций:
К =	,	(3.20)
где Вп, Вт — практическое значение выхода и теоретическое, определенное по методу И. Я. Русинова, %.
27
Полученная информация обрабатывалась по программе линейной многофакторной регрессии:
К=0,0063 • 6—0,0648 • 1g d—0,3769 • 10+1,1503,	(3.21)
где d — средняя крупность рассматриваемых фракций, мм.
Предварительный выход фракций —5+0,074 мм
В' = ВТ-К.	(3.22)
Фактический выход фракций +0,074 мм в зависимости от общего выхода этого класса
в, =	,	(3.23)
2 в« П=1
к
где-2ВП — сумма выходов классов крупнее 0,074 мм (к — ко-п = 1
личество классов).
Для фракций +5 мм в формуле (3.23) вместо значения В' подставляют Вт.
При использовании коагулянта (в данном случае плава хлоридов металлов — ПХМ) в процессе оборотного водоснабжения промывочных установок результаты опробований по фракционированию тонкодисперсных фракций хвостов обработаны на ЭВМ, и получена следующая зависимость (рис. 10):
Рис. 10. Изменение коэффициента распределения тонкодисперсных фракций хвостов по длине эфельных отвалов при работе с коагулянтом ПХМ
е= 1/ (1,2552— 1,4382 • 10 + 1,2621 • 102),	(3.24)
где 8 — коэффициент распределения тонкодисперсных фракций хвостов по длине эфельных отвалов при работе с коагулянтом ПХМ,
28
г = В-Р,	(3.25)
DC;p
где B<j/P и Вс/р — выход рассматриваемых фракций по длине эфельных отвалов при работе без реагента и с реагентом соответственно, %.
Таким образом, для определения фракционирования хвостов эфельных отвалов при работе промывочной установки с реагентом расчетное значение выхода тонкодисперсных фракций необходимо умножить на коэффициент 8. Общий алгоритм решения задачи по предлагаемой методике расчета фракционирования хвостов эфельных отвалов показан на рис. 11.
3.3.	Пример расчета
Определить характер фракционирования хвостов эфельных отвалов и средневзвешенный размер фракций, выносимых с карты намыва эфельных отвалов. Исходная информация приведена в гл. 2.4.
Для определения выноса хвостов с карты намыва эфельных отвалов 1о= 1 (конечная длина эфельных отвалов), тогда % выхода фракций —40 + 0,074 мм составит
6
2 Вп = 4,5 + 6,5 + 8,0 + 9,5 + 12,5 + 23 = 64% . п—1 •
Из табл. 2 следует:
—40+10 мм : d = 25 мм; Ко,== 1,408;	К2, = 0,019;
—10 + 5 мм:б = 7,5 мм; Ко7 =1,39;	К27 = 0,023;
—5+1 MM:d = 3MM;	Ко7‘==1,282;	К27 = 0,044;
—1+0,5 MM:d = 0,75 мм;	Ко' = 0,902;	К27 = 0,056;
—0,5 + 0,1 MM:d = 0,3MM;	Ко, = О,784;	К27 = 0,050;
—0,1+0,074 MM:d = 0,087 мм;	Ко' = О,33;	К2' = 0,024.
Коэффициент шероховатости поверхности эфельных отвалов принимаем п = 0,03. Гидравлический радиус (отношение площади живого сечения потока к его смоченному периметру) приблизительно равен глубине потока, для эфельных отвалов R = 0,05 м.
у= 2,5-У0,03 — 0,13 — 0,75-У0,05- (У0,03—1) = 0,164;
с = —L-.0,05°-164 = 20,37 м°-5/с2;
U,Uo
29
Рис. 11. Блок-схема алгоритма расчета фракционирования хвостов по длине эфельных отвалов
V=20,37-1/0,05-0,015=0,56 м/с.
Из табл. 2 (ориентировочно) при
—0,074 + 0,005 мм : d = 0,0395 мм	Ко'= 0,33;	Кг'= 0,024;
—0,005 мм: d = 0,0025 мм	Ко' = 0,33;	Кг' = 0,024.
Промежуточные результаты расчета сведены в табл. 3.
Таблица 3
Результаты определения выхода отдельных фракций
d, мм	t	f(t)	F,	- Fi • Bi	Bi, %
25	4,95	1,9 • 10-6	0,0	0,0	0,0
7,5	4,44	1,3 • 10-4	0,0	0,0	0,0
3,0	2,96	0,031	0,01	0,08	0,21
0,75	1,85	0,453	0,12	1,14	2,30
0,3	1,70	0,591	0,17	2,13	5,59
0,087	1,03	1,475	0,62	14,26	34,46
0,0395	1,03	1,475	0,62	13,95	36,64
0,0025	1,03	1,475	0,62	6,51	17,10
Выход 	—40 мм:				
	8		8		
	2 ВП	= 97% ;	У Fj Bj = 38,07;		
	П = 1		n=l		
класс —0,074+0,005 мм:
В = 0,9622 • 22,5— 18,9129 • 0,56 + 8,5414 • 1 + 0,3822 • 10,5—
—0,0162 • 22,52+8,0898 • 0,562+8,7128 • 12—0,0113 • 10,52— —0,4899=24,92%;
класс —0,005 мм:
В = ехр (0,4285 • 10,5—5,307 • 0,56+4,5637 -1 —0,0057 • 10,52 + + 2,501 -0,562 + 0,451 • I2—5,9158) =2,2%;
. Ви=(—0,074 мм) =33%,
В! =—1,3024 -33—31,2221 • 0,56—29,1753 • 1 + 0,0158 • ЗЗ2 + +11,4839-0,562+102,231 • 12 +39,6479=73%;
(—0,074 + 0,005) мм: В = 24,92-73/(24,92+ 2,2) =67,1 % ;
—0,005 мм): В = 2,2-73/(24,92+ 2,2) =5,9%;
класс —0,005 мм:
К=0,0063 10,5—0,0648-1g 3-0,3769-1 + 1,1503 = 0,82;
К=0,0063 10,5—0,0648 • 1g 0,75—0,3769 • 1 +1,1503 = 0,85;
К=0,0063 10,5—0,0648-1g 0,3-0,3769-1 + 1,1503=0,87; К = 0,0063 10,5—0,0648-1g 0,087-0,3769-1 + 1,1503 = 0,91;
(—40 + 0,074 мм)	SBi = 64%;
ё = 1 / (1,2552— 1,4382 -1 + 1,2621 • 12) = 0,93.
31
Фактический выход класса
—0,005 мм:	5,9.0,93 = 5,5%;
(—0,074 + 0,005) мм: 67,1 % ;
А = 97— (67,1+5,5) =24,4%;
—0,1+0,074 мм : 34,46-0,91 = 31,3% -24,4/38,4 = 19,9% ;
—0,5+0,1 мм : 5,59-0,87 = 4,9% -24,4/38,4 = 3,1 %;
— 1 + 0,5 мм : 2,3 • 0,85 = 2,0% • 24,4/38,4 = 1,3% ;
—5+1 мм : 0,21 • 0,82 = 0,2% - 24,4/38,4 = 0,1 %.
2 = 38,4%.	2 = 24,4%.
Средневзвешенный диаметр хвостов, выносимых с карты намыва эфельных отвалов, составит:
dc.B= (25-0 + 7,5.0+3.0,1+0,75-1,3+0,3-3,1+0,087.19,9+ + 0,0395 • 67,1 + 0,0025 • 5,5) /97 = 0,068 мм.
В пересчете на 100% гранулометрическая характеристика хвостов приведена в табл.4.
Таблица 4
Гранулометрическая характеристика хвостов, выносимых с карты намыва эфельных отвалов
Класс крупности, мм
Выход, %
—5 + 1	0,10
— 1+0,5	1,34
—0,5+0,1	3,20
—0,1+0,074	20,51
—0,074 + 0,005	69,18
—0,005	5,67
4.	ОПРЕДЕЛЕНИЕ ОБЪЕМА ВЫНОСА ХВОСТОВ В ОТСТОЙНИКИ ОБОРОТНОГО ВОДОСНАБЖЕНИЯ ПРОМЫВОЧНЫХ УСТАНОВОК
4.1.	Анализ схем расположения эфельных отвалов
Основным фактором при проектировании отстойников оборотного водоснабжения промывочных установок является определение объема выноса хвостов от промывки металлонос-
32
Рис. 12. Схемы размещения эфельных отвалов
3-380
них песков. Существующие методики не учитывают влияния многих факторов, и результат проведенного по ним расчета имеет значительные расхождения с фактическим объемом выноса хвостов. Так, по методике [36] коэффициент выноса хвостов в технологический водоем ц зависит только от объ-ма промываемых песков Vn:
ц = 0,02-Vn0,5.	(4.1)
Методика не учитывает таких важных факторов, как гранулометрический состав разрабатываемых песков; уклон местности и характер фракционирования эфельных хвостов; расстояние от промывочной установки до отстойника; влияние реагентов, используемых для интенсификации процесса осаждения глинистых частиц в отстойнике. Применение формулы возможно только для месторождений, на базе которых получено уравнение, или для аналогичных условий.
В зависимости от дальности монтажа промывочной установки от отстойника, уклона местности по длине эфельных отвалов, объема промывки и гранулометрического состава песков можно выделить следующее расположение эфельных отвалов [54].
Вариант первый. При значительном удалении промывочной установки от отстойника граница эфельных отвалов на конец отработки участка месторождения нё достигает границы отстойника (рис. 12, схема 1). Многочисленные потоки после работы по образованию эфельных отвалов собираются в одно русло и транспортируются до отстойника, то есть можно записать L>L3 (L — расстояние от промывочной установки до отстойника в горизонтальной проекции, м; Ьэ — длина эфельных отвалов в горизонтальной проекции, м).
Длину эфельных отвалов можно определить по формуле
где Н — высота расположения хвостовых колод промывочной установки над поверхностью, м;
а — необходимый зазор между хвостовой колодой и гребнем эфельного отвала, м (а = 0,3—0,5 м);
1Э — уклон поверхности эфельных отвалов;
1м — уклон местности по длине эфельных отвалов.
Схема к определению длины эфельного отвала приведена на рис. 13.
34
Уклон поверхности намытых хвостов но результатам многочисленных замеров в промышленных условиях определяют по уравнению регрессии
( - b'lgde.,-6’9078) '	<4-3’
где
I — уклон поверхности намытых хвостов;
dc.B — средневзвешенный диаметр намытых хвостов, мм;
а, b — эмпирические коэффициенты.
При намыве хвостов над уровнем воды в отстойнике (эфельные отвалы, пляж намыва или надводная часть гидравлического отвала) а = 0,217 и Ь = 0,082, при намыве хвостов под уровнем воды (подводная часть гидравлического от: вала) а = 0,1812 и Ь = 0,0486.
Рис. 13. Схема к определению длины эфельного отвала
Умом поверхности намытых х6оапоб(1)
Рис. 14. Зависимость уклона поверхности намытых хвостов от их крупности: а — надводный намыв; б — подводный намыв
График зависимости уклона поверхности намытых хвостов от их крупности приведен на рис. 14.
з*	35
Вариант второй. Граница эфельных отвалов совпадает с границей отстойника (в пределах ± (5—10)%, рис. 12, схема 2), L = L3± (0,05—0,1) -L3.
Вариант третий. Длина эфельных отвалов меньше расстояния от промывочной установки до отстойника (рис. 12, схема 3), L<L3. Эфельные хвосты складируют непосредственно в отстойную зону, а пляж намыва в отстойнике является продолжением эфельного отвала. Зная длину эфельных хвостов в зоне отстойника, при L<L3, можно определить объем части эфельных отвалов, размещаемых в отстойнике.
Таким образом, в основном от вышеперечисленных схем расположения отвалов зависит величина выноса хвостов в отстойные зоны. Зная фактический вынос хвостов от промывки песков, можно вычислить объем надводной и подводной частей гидравлического отвала.
Высоту эфельных отвалов над поверхностью в месте сброса пульпы с хвостовых колод промывочной установки определяют по формуле С. М. Шорохова [141]

0,33 • Д • 0,0087. (ф + 2е) • Д + т • sin ( ф 2е-
(4.4)
где h3 — высота эфельного отвала в месте сброса пульпы с хвостовых колод, м; ср — центральный угол разворота шлюза, град; аэ — угол поверхности намытых эфельных отвалов, град; 8 — угол отклонения бокового стока, град, 8 = 20—45 град; is — уклон отвала в сторону промывочной установки; I — уклон долины (I = tgP).	/ >
В случае Ь3>Ьф,3 (фактическая высота установки хёойтб-вых колод над поверхностью) отвал разваловывают. Время работы промывочной установки до момента подэфеливания колод
. ОЛТ
Э" Qa
(4.5)
где Q/'— объем отвала, рассчитанного по формуле (4.4) с подстановкой Ьф.э, м3; Т число рабочих дней.
36
4.2.	Определение объема выноса хвостов с карты намыва эфельных отвалов
Рассмотрим методику, позволяющую определить объем выноса хвостов в отстойники с карты намыва эфельных отвалов при разработке россыпных месторождений в широком диапазоне горно-геологических условий. Она основана на статистической обработке результатов промышленных исследований с использованием ЭВМ.
Промышленные исследования проводились на восьми месторождениях с отличающимся гранулометрическим составом исходных песков и на промывочных установках с различным уклоном поверхности по длине стоков (см. рис. 13). При работе промывочных установок с коагулянтом, в качестве кото-
Таблица 5
Результаты опробований стоков промывочных установок в конце эфельных отвалов
Пром-при-бор	Средняя скорость потока, м/с	Работа без реагента			Работа с реагентом		
		число опробований	вынос * взвесей, г/дм3	теоретическое значение выноса, г/дм3	число опробований	вынос * взвесей, г/дм3	теоретическое значение выноса, г/дм3
А	0,20	5	37,5	37,37						
	0,40	5	51,7	41,94	—	—	—
	0,52	5	54,2	46,37	—	—	—
	1,22	5	72,3	67,25	—	—	—
	1,71	5	95,4	89,18	—	—	—
Б	0,55	9	40,0	39,78	6	16,3	15,95
	• 1,16	7	58,4	54,77	—	—	—
В	0,70	5	53,8	49,84	5	44,1	47,58
Г	0,20	6	22,6	25,57	—	—	—
	0,43	5	24,8	30,13	—	—	—
	1,28	5	39,4	47,09	—	—	—
	1,64	5	49,7	57,94	—	—	—
Д	0,64	11	60,1	62,45	8	50,9	52,65
Е	0,47	16	78,9	75,27	8	70,9	68,02
Ж	0,38	5	68,8	62,84	—	—	—
	1,21	5	97,0	98,21	—	—	—
3	0,24	8	61,7	63,89	—	—	—
	0,53	8	81,5	77,91	5	73,8	70,43
	1,18	8	110,7	109,79	—	—	—
Примечание: * приведено среднее значение мутности стоков по результатам опробований.
37
рого использовался плав хлоридов металлов (ПХМ), объем выноса хвостов определяли на четырех месторождениях. С одной промывочной установки сделано от 5 до 16 опробований стоков, общее их количество составило 128. Удельный расход воды в период опробовании в среднем равнялся 15 м3 на 1 м3 песков. Для определения снижения мутности стоков по длине от границы эфельных отвалов до отстойника отобрано более 100 проб с интервалом от 30 до 200 м в зависимости от длины стоков. Результаты промышленных исследований приведены в табл. 5 и 6.
Таблица 6
Результаты исследований мутности стоков по длине от границы эфельных отвалов до отстойника
Пром-прибор	Скорость потока, м/с	Расстояние от границы эфельных отвалов, м	Количество опробований	Среднее содержание взвеси в воде, г/дм3	Фактическое значение коэффициента Кь
А	0,20	0	5	37,5	1,000
		40	3	36,5	0,973
		80	4	35,6	0,949
		120	3	34,2	0,912
		150	8	33,9	0,904
Б	0,55	0	9	40,0	1,000
		150	3	38,6	0,965
		300	3	37,2	0,930 ,
		360	9	36,5	0,913
Д	0,64	0	11	60,1	1,000
		100	3	58,7	0,977
		200	3	57,0	0,948
		300	3	56,2	0,935
		400	3	54,5	0,907
		500	11	53,2	0,885
3	1,18	0	8	110,7	1,000
		200	4	108,6	0,981
		600	4	103,7	0,937
		800	5	101,6	0,918
С целью выявления закономерности выноса тонкодисперсных хвостов с карты намыва значения концентрации взвесей при идентичной скорости потока (в конкретном случае скорость изменялась от 0,47 до 0,55 м/с и в среднем составила 0,5233 м/с) обрабатывали на ЭВМ по программе парной корреляции с величинами, характеризующими процесс фракционирования эфельных отвалов (средневзвешенными диаметра-38
ми и суммарным выходом фракций крупностью +0,074 и —0,074 мм с карты намыва эфельных отвалов). Наибольшую тесноту связи выявили по следующим уравнениям регрессии (рис. 15):
• Св = /'0,6025+14,1045-dc.B — 1266,8281 -dc.B2- Ю2;	(4.6)
Св'=/0,5144 + 6,3063 • dc.B — 874,7353 • dc.B2 • 102,	(4.7)
где
Св и СвХ| — вынос тонкодисперсных фракций хвостов с карты намыва эфельных отвалов при работе без реагента и с реагентом соответственно, г/дм3;
Рис. 15. Вынос тонкодисперсных хвостов с карты намыва эфельных отвалов при средней скорости потока 0,5233 м/с
Рис. 16. Изменение коэффициента влияния скорости потока на вынос тонкодисперсных фракций с карты намыва эфельных отвалов
39
dc.B — средневзвешенный диаметр фракций крупностью —0,074 мм хвостов в конце эфельных отвалов при средней скорости потока V=0,5233 м/с, мм. Находят его по результатам фракционирования эфельных хвостов (гл. 3).
Коэффициент’корреляции полученных уравнений составил 0,98, стандартная ошибка ± (2,1—3,9) г/дм3.
Для определения влияния скорости потока на вынос взвесей в результате обработки информации получено следующее уравнение:
Kv = ехр (—0,3328 + 0,576 • V),	(4.8)
где Kv — коэффициент, учитывающий влияние скорости потока на вынос тонкодисперсных фракций с карты намыва эфельных отвалов (рис. 16).
Индекс корреляции уравнения 0,99, стандартная ошибка ±0,78. Фактический вынос тонкодисперсных фракций с эфельных отвалов составит (г/дм3):
Cbv = 96,91-KvCb/100;	(4.9)
Cbv' = 96,91 • Kv • Св7100.	(4.10)
Учитывая удельный расход воды, необходимый для промывки 1 м3 песков, можно записать
Qb 0 = 1000-8/100,	(4Л1)
где
Qb.o — вынос илисто-глинистых фракций с карты намыва эфельных отвалов, % объема промываемых песков;
6т— плотность фракций, г/см3; ,
q — удельный расход воды, необходимой для промывки 1 м3 песков, м3.
При подстановке значения QB.o в формулу (2.14) можно получить фактический объем эфельных отвалов.
4.3.	Расчет осаждения хвостов по длине стоков
Результаты опробований стоков от границы эфельных отвалов до отстойника (см. табл. 6) обработаны по программе линейной множественной корреляции в зависимости от скорости потока и длины транспортировки. Получено следующее уравнение регрессии:
40
Рис. 17. Блок-схема алгоритма определения фактического выноса хвостов в отстойник
Рис. 18. Номограмма для определения выноса тонкодисперсных фракций хвостов в отстойник
TZ f (6,5478.V — 0,0165-Lc+94,6164) • 10“2, если Кь<1;
Kb = \
(1, если Kl>1,
(4.12)
где Кь — коэффициент, учитывающий осаждение тонкодисперсных фракций по длине стоков;
Lc — расстояние от границы эфельных отвалов до отстойника, м.
Коэффициент корреляции уравнения составил 0,86, коэффициент детерминации 0,74, стандартная ошибка ±0,019, с учетом количества опробований —0,02. Расчетное значение критерия Фишера 48, критическое 2,36 (при доверительной вероятности 95%).
Для определения фактического выноса илисто-глинистых фракций величины Cbv и Cbv', определяемые по формуле (4.9), необходимо умножить на коэффициент Кь, тогда
Cbv = 96,91 • Kv • Кь • Св/100;	(4.13)
Cbv"= 96,91 • Kv • Кь • Св7100.	(4.14)
На основании проведенных исследований на рис. 17 приведен алгоритм определения выноса тонкодисперсных фракций с карты намыва эфельных отвалов. Для приближенного и оперативного определения выноса тонкодисперсных хвостов в отстойники оборотного водоснабжения на рис. 18 представлена номограмма. Порядок пользования номограммой следующий. Расчетным путем определяют выход класса —0,074 мм в пульпе, сбрасываемой с колод промывочной установки (см. гл. 2). Затем выходят на эмпирическую прямую (сплошная линия на номограмме), приближенно описывающую характер фракционирования хвостов эфельных отвалов; далее — на линии режима работы (с реагентом или без реагента), уклона местности, длины стоков, объема промывки и плотности хвостов (пунктирные линии на номограмме). И в итоге определяют вынос хвостов в отстойник в тыс. м3 (в плотной массе).
4.4.	Пример расчета
Исходная информация приведена в предыдущих главах
1 = ехр ( 0,217 - 0,082-1g 0,068 ~ 6,9078 ) = °’024 1
42
9 0,024 - 0,015 ~13U	’
Lc=430 — 130 = 300 m;
d c.b (—0,074 мм) = (0,0395 • 67,1 + 0,0025 -5,5) /72,6 = 0,036 мм;
Св' = У (0,5144 + 6,3063 • 0,036—874,7353 • 0,0362) • 102 = = 85,44 г/дм;
Kv = ехр (—0,3328+0,576 • 0,56) = 0,99;
Cbv' = 96,91 -0,99-85,44/100 «83 г/дм3;
Qb.o = iq^q.^"100 = 49’2% или 49200 м3 (пчотность хвостов принята 2,5 г/см3).
Кь = (6,5478 • 0,56—0,0165 • 300 + 94,6164) • 102 = 0,93;
Qb = 49200-0,93 = 45750 м3.
Объем выноса хвостов в зону отстойника составит 45750 м3. Объем эфельных отвалов
п 1 io /о7ппп 49,2-100000 V	3
Q3 = 1,12-1 97000-------------I = 53500 м3 .
5.	ФОРМИРОВАНИЕ НАДВОДНОЙ И ПОДВОДНОЙ ЧАСТЕЙ ГИДРАВЛИЧЕСКОГО ОТВАЛА В ЗОНЕ ОТСТОЙНИКА
5.1.	Расчет надводной части гидравлического отвала в зоне отстойника
Форма надводной части гидравлического отвала (пляжа) и его объем зависят от характеристик складируемых хвостов, уклона поверхности со стороны намываемого берега и попе-, речного угла наклона долины (рис. 19, а). Пляж намыва тонкодисперсных фракций в зоне отстойника обычно имеет вид части эллиптического цилиндра, методика определения объема которого описана ниже.
43
Рис. 19. Схема к расчету объема пляжа намыва
Через линию пересечения плоскостей АВС и ABD проведем плоскость ABK-LCD. Форма пляжа приведена на рис. 19,6. С учетом того, что в сечении получится эллипс с полуосями КО и |АО|=Ь, данное тело можно рассматривать как часть эллиптического цилиндра, заключенную между плоскостями АВС и ABD.
Для удобства введем прямоугольную систему координат
44
(см. рис. 19, в) так, чтобы начало координат совпало с точкой О, тогда [OX)cz(AB), [OY)c(OK), [OZ)||(CD).
В этом случае объем данного тела можно рассматривать как сумму объемов двух вертикально-цилиндрических тел, построенных на основании АКВ (полуэллипса) и ограниченных сверху: одночастью плоскости АВС и второе — частью плоскости ABD.
Объем вертикального цилиндрического тела, построенного на основании D и ограниченного сверху соответствующей частью поверхности Z = f(x;y), численно равен J D J f(x;y)dx-dy. В данной системе координат определим координаты точек А, В, С, D.
А(—Ь, 0, 0). В(Ь, 0, 0).
Из ДСОК | СК | = Ln • cos а , | ОК | = Ln • sin а .
Л
В Д OKD KOD = 180° — р - (90° - а)=90°-(р - а);
Л
I KD | = |OK|-tgKOD = Ljj-slna-tg (90° — (Р - а)) =
= Ln-sina-ctg (р — а) ;
С (О, Ln-sina, Ln-cosa) ; D (0, Ln-sina, Ln-Sin a-ctg (P—a))-Так как основание есть полуэллипс с полуосями |АО|=Ь и |ОК| =Ln-sin а, уравнение полуэллипса
x2/b2 + y2/(Ln2-sin2 a) = 1,	или
y2/(Ln2-sin2a) = (b2— х*)/ b2 ; y = Ln-sina)/b2 — x*/b.	(5.1)
Уравнение плоскости ABC
(Уравнение плоскости, = 0 проходящей через три данные точки)
X — Ха у — у A Z — ZA Xb — Ха ув — уA Zb — Za XC — ХА yc — уA Zc — Za
x + b	У	z	
2b	0	0	=0;
b	Ln-sin a	Ln-cos a	
2b-Ln-sina-z — 2b-Ln-cos a-y=0;	z = cos a-y/sin a;
z = ctga-y. Итак, z = f(x; y)=ctga-y, тогда
V = JJ f (x; y) dx-dy = JJ ctga-ydxdy =
ABCK ABK	ABK
45
b Ln-sina рлЬ2—x*/b = fdxj	ctga-y-dy;
4ь о
Ln.siha /b2-x2/b	Ln • sina jAb2—x2/b
где f	ctga-у• dy — ctga-y2/2 [	=
b	b
= ctga-Ln2 • sin2a- (b2 — x2)/2bs =
= ctg a • Ln2 • sin2a/2 — ctg a • Ln2 • sin2a• x2/2b2. b
V = f (ctga • Ln2-sin2a/2 — Ctga-Ln2Sin2a-x2/2b2) dX — abck
ь	b
, = ctga-Ln2sin2a-x/2 J — ctga-Ln2 sina-x3/6b2 J = —b	—b
= (1/3)-Ln2-b-sin2a .	(5.2
Аналогично находят объем тела ABKD:
V= f \ ctg(p—a)-y-dxdy.	(5.3)
ABKD ABK
Решая уравнение, получим
V= (2/3) ctg (p—a) • Ln2-b-sin2a.	(5.4)
ABKD
Тогда общий объем надводной части гидравлического отвала составит:
Qn = V+V= (I/3)Ln2-b[sin 2a + 2sin2 a-ctg(p—a)]; ABCK ABkD
Qn= (1/3) -Ln2-b[sin 2a + 2sin2 a-ctg(p—a)],	(5.5)
где
Qn— общий объем пляжа намыва, м3;
Ln — длина пляжа (горизонтальная проекция) в отстойной зоне, м;
a—угол наклона поверхности пляжа, град (tga = In; In — уклон пляжа). Уклон пляжа можно определить по формуле (4.3);
Р— угол наклона долины, град (tg P = Ii, Ii — продольный уклон долины);
b — 1/2 ширины пляжа, м, b _ I Ln-tga/tgai при 0<ai<90°;
I Ln при ai = 0,
где tgai = l2 — поперечный уклон долины в месте впадения стоков.
(5.6)
46
В случае асимметричной долины можно принять ai= (ап + ал)/2, где ап и ал — поперечные углы наклона правого и левого бортов долины, град.
Окончательно формулу можно записать:
Qn= (1/3) •KP-Kn-Ln3-tga/tgai[sin 2a + 2sin2 аХ
Xctg(₽—а)],	(5.7)
где Кр — коэффициент разрыхления хвостов в пляже намыва, КР= 1,3 [103];
Кп — коэффициент изменения объема пляжа при использовании коагулянтов. При работе без реагента Кп=1, при работе с искусственным взвесеподавле-нием коэффициент определяют по результатам экспериментальных исследований (см. гл. 6);
31,275-TD - 1,612• HCD + 4,285
п “ 26,835 *Тр - 1,324- Нср + 3,078 ’ v ’ где ТР — продолжительность работы объекта с использованием методов искусственного взвесеподавления, сут; Нср — средняя глубина планируемого отстойника, м. Если секущие плоскости перпендикулярны (старые горные выработки с бортами р~90°), формулу (5.7) можно записать так:
Qn= (1/6)-Kp-Kn-Ln2-B(sin 2a + 2sin2 a-In), (5.9) где В — полная ширина пляжа, м.
В зависимости от длины пути осаждения взвешенных веществ и объема складируемых хвостов возможны различные варианты размещения осадка в отстойнике (рис. 20), которые основаны на методах расчета величины Ln, приведенных ниже.
Первый способ: продольная линия поверхности намытого осадка пересекается с осью Y (см. рис. 20, а, б).
Для определения величины Ln рассмотрим баланс
W=Qo/Ki+Qn-Kn/Kp,	15.10)
где
W — общий объем выноса хвостов в отстойную зону, м3;
Qo — объем подводной части гидравлического отвала в отстойнике, м3;
Ki — коэффициент изменения объема всего осадка в отстойнике;
47
W (__ o,O74)-K + W (+ 0,074).1,1
Ki =-----------------------------------’	(5Л1)
где W(—0,074) и W(+ 0,074)—вынос фракций крупностью —0,074 и +0,074 мм соответственно, м3;
К — коэффициент изменения объема тонкодисперсных фракций (см. гл. 5.3).
При использовании химических реагентов следует пользоваться обозначениями из гл. 5.3.
Коэффициент изменения объема .тонкодисперсных фракций
К-(Т — Тр)+К/.ТР	/кием
!\—	гр	•
Объем Qo можно определить по формуле (2.1).
Используя схему на рис. 20, записывают
Qj = +b-(L0 + Ln)2- (sin 2₽ + 2sin2₽-tg?) —
----|-B-L02 (sin2.Y + 2sin2Y-tgy) ,	(5.13)
где В — ширина отстойника, м;
Lo — необходимая длина осаждения взвешенных веществ на конец сезона, м;
у — угол наклона поверхности осадка, град (tgy = I— уклон осадка). Уклон поверхности осадка определяется по формуле (4.3)
B = L‘tg |3(ctg ал + ctg ап),	(5.14)
где
L — общая длина отстойника, м;
ал, ап — угол наклона левого и правого бортов отстойника (поперечный уклон долины от оси отстойника), град.
Выразив длину L через Lo й' Ln, с использованием формулы (5.10) можно записать
A-Ln3+B.Ln2 + C.Ln + D=0,	(5.15)
А = б^к7’а‘ь +(5Л6)
48
где	в = 1^7'L°’a'b;	<5-17)
с = 27K?‘L°2'a|<b_ тс);	(5-18)
D = -^->L03-a(b-c)-W,	(5.19)
где
a = tg P(ctg ал + ctg ап);	(5.20)
b = sin2p + 2-sin2p-tg р;	(5.21)
c = sin 2y + 2-sin2 y-tg у;	(5.22)
d = sin 2cc + 2-sin2 a-ctg(p—a).	(5.23)
Подстановкой Ln = y—В/ЗА в формулу (5.15) перейдем к приведенному уравнению вида
y3 + p.y+q = 0, где
г О9\/пл2	2В3 В С D
р - (ЗА.С - В-)/ЗА* ; q =	- -д- .
Используя формулу Кардано [8], определим
Ln = w + v —В/ЗА,	(5.24)
где	_____________ ч	____________
w = |/— (q/2) — УД;	v= \/r — (q/2) -УД?
Д= (p/3)3+(q/2)2.
Подставив величину Ln в преобразованные формулы (5.7) и (2.1), найдем объемы надводной и подводной частей гидравлического отвала и воды на конец сезона, а также общий объем отстойника.
Расчет по первому способу возможен при небольшом содержании в песках тонкодисперсных фракций и в случае применения для интенсификации процесса осаждения флокулянтов или коагулянтов.
Второй способ: продольная линия поверхности намытого осадка не пересекает ось Y (см. рис. 20, в). В этом случае длину пляжа Ln найдем по методике, описанной выше, с учетом L0 = NB. Введя систему .координат, как показано на рис. 20, имеем: B(L0; 0); C(L0+Ln; 0); уравнение прямой ВМ; y = tgy(xM—Lo); уравнение прямой CM; y = tg|3(xM—Lo—Ln), где tgy и tg р — угловые коэффициенты уравнений.
4—380	49
Находим абсциссу точки пересечения М=(ВМ)<^(СМ) из уравнения
tgy(xM—Lo) =tg ₽(хм—Lq—Ln)
или
хм(tgY — tg ₽)=Lo(tgy —tg₽) — Ln-tg₽;
v = f _ Ln’tg?
M ° tgy - tg₽
При выбранной системе координат абсцисса точки М есть расстояние AN.
Таким образом,
Lo' = NB = Lo - Lo+ , Ln'tg;L , tg у — tg p
или
, Ln-tgp ° tgY-tgr
Используя формулы расчета объема пляжа отстойника (5.13) и (5.25)
V'(AMNC) = 4-fLn + t Ln’tg/oYa-b = 6 tgY - tg₽;
1 T 3 tgY3 , = -T",Ln 77-- \ о\Га'Ь,
6 n (tgY— tgP)3 а также объема воды на конец сезона
Ln'tgft \2. Л , U-tgP \	=
gY-tg₽/ Гп+ tgY - tgp) = J_T 3 tg2Р-tgY
6 п (tgY-tgP)3 объем осадка можно записать в виде ,о - 1 L3 tg3y ab 1 L3 tg^'tgY
6 п (tgY-tgp)3	6 п (tgY — tgP)3
Применяя условие (5.10), имеем
1 . ,з tg3Y
6К, п
vK' =
____________a.b _ _L.l 3. tg2Mgy (tgY-tgP)8 6K, n (tgY —tg₽)3
K-tga-d i з _. -\y
+ 3-Kp-tg^ n  ’
(5.25)
•а-с.
50
из чего определяем
Ln = з	w/ „ v .	. 20X3-(tg2Y-b - tg2₽-c) +
п j / I 6-K, (tgy - tg2₽)3 I/	K-tga-d ]
Г	+ 3-Kptga,
(5.26)
Тогда Lo' найдем по формуле (5.25), величина L' = Lo' + Ln. Объем отстойника, воды на конец сезона и осадка при условии L0 = NB:
V' = j.L4-b; V/-Lo'-L'-a-c ; Qo = V'- VK'.
Фактические параметры объемов составят:
V =-|-(Ld + Ln)3-a-b И VK = V - Qo.
Расчет по второму способу возможен при естественном осаждении взвешенных веществ до норм, не влияющих на ПДК в охраняемом водотоке (значительная величина Lo).
Выбор соответствующего варианта расчета состоит в следующем.
1.	При заданной величине Lo (гл. 7.1) определяем предельную длину пляжа намыва (см. рис. 20, б) по формуле
Ln.np = L0(tgV-tg₽)/tg₽.	(5.27)
2.	Предельные параметры отстойника (объемы надводной и подводной частей гидравлического отвала в зоне отстойника и воды на конец отработки):
Qn.np ~ L3n.np-t ga-d/(3tg «J ; Vnp = (Lo + Ln>np)3-a-b/6 ;
Vk. np = Lo2 (Lo “b Ln. np) • a • c/6 ; Qo. Пр — Vnp	VK> np .
3.	Предельное значение выноса хвостов в отстойник
Wnp=Qn.np • Кп/Кр+Qo.np/Ki
сравнивают с фактическим. Если Wnp = W (см. рис. 20,6), то расчет отстойника уже выполнен (предельные значения). Если Wnp<W (см. рис. 20, а), то расчет проводят по первой методике. Если Wnp>W (см. рис. 20, в), расчет проводят по второй методике. Общая блок-схема алгоритма расчета приведена на рис. 21.
4*
51
Рис. 20. Варианты размещения хвостов в отстойной зоне
Рис. 21. Блок-схема алгоритма определения вариантов расчета основных параметров отстойника
5.2.	Пример расчета
Используя данные расчетных параметров из гл. 2—4, определим параметры подводной и надводной частей гидравлического отвала в отстойнике.
Уклон пляжа намыва
In = exp о,217—0,082-IgO,068	6,9078 j =0,024,
тогда 1п=0,015—0,001=0,014.
Уклон подводной части отвала
1о = ехр ( 0,1812—0,0486-IgO,068	6,9078 ) = °’067 >
_ 230-(0,067-0,015)
Ln.пр—	л гм г	~ oUU М.
Борта долины характеризуются углами ал = ап = 6°.
а = 0,015- (ctg 6°+ctg 6°) =0,285;
P = arctg0,015=0,86°;
b = sin (2 • 0,86) + 2• sin2 (0,86) • 0,015 = 0,03;
y=arctg 0,067=3,8°;
a = arctg 0,014 = 0,8°;
c = sin(2-3,8) + 2-sin2(3,8) -0,067=0,133;
d = sin (2 • 0,8) + 2 • sin2 (0,8) • ctg (0,86—0,8) = 0,4;
Qn.np=8003 • 0,014 • 0,4/0,3 • tg 6°=90-106 m3;
Vnp= (230+ 800)3-0,285-0,03/6 =15,5-IO6 m3;
VK.np=2302- (230 + 800) -0,285-0,133/6 = 0,3-106m3;
Qo.np= 15,5-106 — 0,3-106= 15,2- 10е м3;
„	72,6-4,1+24,4-1,1
Ki =	= 3,3;
Wnp = 15,2• 106/3,3 + 90• 106/1,3 = 73,8- IO6 m3;
W=45750 m3,
Wnp>W, расчет проводят по второй методике.
т — I f 45750 4	0,285-0,067______
п ~ у / [6-3,3-(0,067—0,015)3 Х
’ X (0,0б72-0,03—0,0152-0,133) + 1,3'0:°!4'0,4 | =124 м.
53
V=l/6- (230 +124)3-0,285-0,03 «133350 м3;
. ,	124-0,015 Qc
Lj 0,067 - 0,015 ~ 36 M ’
17 = 36+124 = 160 m;
V'= 1/6-1603-0,285-0,03 = 5840 m3;
V/= 1/6-362-160-0,285-0,133= 1310 m3;
Qo=584O — 1310=4530 m3;
VK= 133350 —4530 «128800 m3.
5.3.	Исследование процесса формирования подводной части гидравлического отвала в отстойнике
5.3.1.	Состояние изученности вопроса
По минералогическому составу глины принято разделять на три типа: каолинитовые, монтмориллонитовые и гидро-слюдные [90]. Эти глины из-за неодинакового строения их кристаллических решеток обладают резко различными свойствами.
Исследованиями в области уплотнения глинистых грунтов в естественном состоянии занимались М. В. Чуринов [117], С. Р. Месчян [81, 82] и другие [101, 104, 142]; хвостов обогатительных фабрик и гидромеханизации — Г. Т. Сарвин [111, 112], Б. А. Волнин [15], И. В. Красный [57], Н. А. Филиппов [129], О. П. Смирнов [113] и другие [14, 17, 125]; отложений грунта при намыве гидротехнических сооружений — В. А. Мелентьев [77], М. И. Шмаков [137], 3. И. Константная [61] и другие [18, 94, 138]. Из анализа рассмотренных работ видно, что исследователи изучали уплотнение грунтов с ненарушенной структурой определенного минералогического и гранулометрического состава. Однако при разработке россыпных месторождений илисто-глинистые фракции от промывки песков содержат комплекс различных минералов и поступают в отстойник в диспергированном состоянии. В связи с этим предлагаемые авторами методики расчета объема водонасыщенных илисто-глинистых хвостов не могут быть использованы для проектирования отстойников при разработке россыпных месторождений. Кроме того, эти методики имеют следующие недостатки:
54
не рассматривается влияние коагулянтов, используемых для интенсификации процесса осаждения глинистых частиц, на изменение объема осадка;
основная часть исследований проводилась при намыве грунта выше уровня воды в отстойнике, хотя известно, что скорость уплотнения полностью водонасыщенных грунтов меньше;
методики расчета не учитывают взаимного влияния минералогического и гранулометрического состава илисто-глинистых фракций осадка, его мощности, времени уплотнения, а также температурного фактора и фильтрационных свойств ложа отстойника;
большинство формул очень громоздки и неудобны для расчета, а также требуют значительного объема исходной информации.
Вышеизложенное свидетельствует о необходимости изучения процесса формирования подводной части гидравлического отвала в отстойнике.
5<3.2. Теоретические основы процесса осаждения частиц ' в отстойнике и формирования слоев отвала
В результате осаждения тонкодисперсных фракций в отстойнике оборотного водоснабжения происходит постепенное увеличение их концентрации в придонном слое. Илисто-глинистые частицы образуют сильно водонасыщенный осадок, который с течением времени под действием собственного веса или внешней нагрузки (давления вышележащих слоев) уплотняется. Вся нагрузка в осадке в начальный период передается на воду, и взаимодействие между сильно диспергированными частицами незначительно. При малых величинах коэффициента фильтрации процесс отжатия,воды идет медленно, а следовательно, постепенно увеличивается нагрузка на грунтовой скелет, что в свою очередь приводит к медленному развитию связей между илисто-глинистыми частицами осадка. С течением времени нагрузка постепенно передается на грунтовой скелет, поровое давление падает, уплотняется осадок.
Так как величина общей толщи осадка в отстойнике равна сумме элементарных ее слоев, рассмотрим процесс уплотнения отдельного слоя во времени без учета фактора внешней нагрузки (рис. 22, а). В этом случае при t->oo limV0->Vn.M (t — время уплотнения; Vo — объем осадка; ¥п.м — объем скелета осадка (объем осадка в плотной массе). Вследствие зна-
55
чительного содержания поровой воды и молекулярной влаго-емкости осадка в отстойнике limVo при максимальных значениях времени уплотнения отличен от объема осадка в плотной массе на величину суммарной влагоемкости. Значительное содержание поровой воды в осадке (на конец периода уплотнения) обусловлено увеличением длины ,фильтрации воды из пор, в результате чего коэффициент фильтрации значительно уменьшается.
Рис. 22. К теории процесса формирования слоев водо-насышенного осадка в отстойнике
56
-Уплотнение обычно происходит до наступления состояния гидростатического равновесия [72], т. е. до отжатия из осадка всей излишней по отношению к данной нагрузке воды. При гидростатическом состоянии в песчаном осадке вся нагрузка воспринимается непосредственно его скелетом, а в глинистом— гидратными коллоидными оболочками (пленками, покрывающими илисто-глинистые частицы). Эти гидратные оболочки противодействуют увеличению плотности осадка под действием сжимающих сил и уравновешивают последние. Толщина гидратных оболочек зависит не только от величины внешней нагрузки, но и от минералогического состава частиц, слагающих осадок, от состава и концентрации электролитов в поровой воде [72].
В начальный момент уплотнения, когда t = ti, величина уплотнения осадка (объем, освобожденный осадком при уплотнении AV = V01—Vo11) равна нулю и с течением времени изменяется симметрично функции V0 = f(t). Объем осадка в момент времени t = ti зависит от таких факторов, как минералогический и дисперсный состав илисто-глинистого осадка, использование реагентных добавок, температурный фактор, условия намыва, и других. Поскольку в практике мы имеем дело не с одним слоем, а с постоянно увеличивающимся их количеством (рис. 22,в), необходимо учитывать изменение нагрузки по слоям Р. На конец отработки (укладки хвостов) величины t и Р имеют максимальные значения, следовательно, объем нижнего (первого) слоя минимальный. Самый верхний слой неуплотненный (t и Р min) и по сравнению с нижележащими слоями занимает максимальный объем.
Учитывая вышеизложенное, выведем формулу объема осадка, мощность которого (соответственно и объем) увели-, чивается. Рассмотрим динамику изменения объема осадка по времени (см. рис. 22,в).
На период времени ti имеем первый слой осадка (i = l), объем которого будет составлять Vo1;
на период времени t2 (i = 2) Vo = Vo1,+Vo2;
на период времени t3(i = 3) Vo = Vo1 + Vo2 + Vo3;
на период времени ti(i = n) Vo = Vo1-!-V02 + V03+ ... 4-Vo1.
Таким образом, без учета уплотнения объем осадка составит
V0 = SVi,	(5.28)
i=i
57
где Vo — объем осадка;
п — число рассматриваемых слоев;
Vi—объем, занимаемый i-м слоем.
С течением времени и возрастанием нагрузки от давления осаждаемых вышележащих слоев нижние слои осадка уплотняются на величину AV. Объем осадка
на период времени tb i=l Vo=Vo1;
на период времени t2, i = 2 Vo=(Vo1 — AVi)+Vo2;
на период времени t3, i = 3
Vo= (Vo1-AV2) + (Vo2- AVi) +V03;
на период времени h, i = n, Vo= (Vo1—AVn-i) +
+ (Vo2-AVn-2) + (Vo3-AVn-3) + ... + (Vo^-AVi) + Von.
Объем осадка с учетом уплотнения каждого слоя
Vo = S (Vo1-AVn-i).	(5.29)
i = l
Согласно формуле (5.29), для различного числа слоев осадка
при n = 1 V0 = S (Vi—AVn-i) = (Vi—AV0);
i = l
2
n = 2 V0 = S (Vi-AVn-i) = (Vi-AVi) + (V2-AV0);
i = l
3
n = 3 V0 = S (Vi-AVn-i) = (Vi-AV2) + (V2—AVi) +
'+ (V3-AV0),;
k
n = k Vo = S (V—AVn_i) = (Vi—AVk-i) + (V2- AVk-2) + i = l
+ .:. + (Vk-1—AVi) + (Vk-AVo),	(5.30)
где AVo для верхнего слоя осадка всегда равно нулю.
Используя принцип математической индукции, докажем верность формулы (5.29) для любого п, где neN (принадлежит множеству натуральных чисел).
1.	Проверим верность формулы для п=1:
Vo = Vo1 —AVo.
(5.31)
58
2.	Предположим верность формулы для п = к:
Уо=2(Уо‘- AVk_i).
i=i
3.	Докажем верность формулы для п = к+1:
к + 1
Vo = S(Vo' —AVk+i-i). i=i
(5.32)
(5.33)
Объем осадка при п = к+1 отличается от объема осадка при п = к на величину Vok+1 — AVk, тогда к .	.
Vo = 2 (Vo* - W-i) + Vk+1—AVk = (Vo1 + Vo2 + Vo3+ .. • i=l
+ Vko+V0k+1) - (AVfc-j +AVk_2 + A Vk_3 +.. •+AV, + AV0+AVk = k+1	k + I	k + 1
= 2 Vo*- 2 AVk+1-i= 2 (Уо‘-АУк+1_,) • 1=1	1=1	1=1
Так как из предположения 2 вытекает верность формулы при n = k+l, эта формула верна для любого п.
С течением времени величина уплотнения осадка уменьшается (см. рис. 22,6), следовательно, формулу (5.29) в конечном виде можно записать:
Vo = SFVoi — (an-i + bn-i) tn-i], (5.34) i=f
где	(ai + bi)lg ti = AVr,
(а2 + Ьг) 1g t2=AV2;
(аз+Ьз) 1g 1з = АУз;
(an-i + bn-i)Tg tn-i = AVn-i,
t— время уплотнения осадка;
а и b — коэффициенты, зависящие от нагрузки вышележащих слоев, минералогического состава, дисперсности осадка и других факторов, определяются опытным путем.
5.3.3. Результаты исследований изменения объема естественного осадка
Результаты первой серии экспериментальных исследований по определению изменения объема естественного водонасыщенного илисто-глинистого осадка в зависимости от его объема в плотной массе (на примере пяти проб, см. табл. 7
59
и 8) показаны на рис. 23 и 24. Общая формула полученных уравнений связи [601 имеет вид
V0(T) =a + b- Уп.м,	(5.35)
где V0(T) —объем осадка на период времени Т, см3, первоначальный объем осадка определяли при Т=1 сут, так как этому времени предшествовал период осуждения взвешенных веществ;
Уп.м — объем скелета осадка (плотной массы), см3;
а, b — коэффициенты.
Таблица 7
Количественный минералогический состав и плотность глинистых отложений, используемых в исследованиях
Минералы, %	1	Номер пробы			5
		2 при	3 плотности	4 , г/см3	
	2,78	2,61	2,55	2,50	2,40
Кварц SiC>2 Слюда (биотит	12	17	47	50	55
* К- (Mg, Fe)3- (OH-Fe)2-AlSi3O10 мусковит K2O-3Al2O3-6SiO2-2H2O	2	3	10	10	10
Каолинит	15	5	4	9	8
Монтмориллонит	15	18	7	5	2
Иллит (гидрослюды) Полевые шпаты (ортоклаз,	25	18	2	—	—
микроклин) Окислы и гидрокислы железа	10	14	8	6	7
(магнетит — FeO-Fe2O3 гематит — лимонит — Fe2O3 • пН2О)	12	10	4	3	4
Углистые частицы	3	6	14	15	12
Карбонаты СаСО3	2	4	2	1	1
Сульфиды (пирит) FeS2	2	3	1	1	1
Минералы группы амфиболов Общее количество глинистых мине-	2.	2	1	—	—
ралов, %	55 ‘	41	13	14	10
Пр имечание: анализ проб проведен в лаборатории физической химии института ВНИИСтром (Всесоюзный научно-исследовательский институт строительных материалов).
60
Результаты гранулометрического анализа исследуемых глинистых отложений, %
Таблица 8
Показатели	Номер пробы									
	1		2		3		4		5	
	выход	S выход	выход	S выход	выход	S выход	выход	S выход	выход	2 выход
Класс крупности, мм
—0,074 + 0,040	4,5	4,5	8,2	8,2	15,5	15,5	21,0	21,0	18,4	18,4
—0,040 + 0,020	27,7	32,2	30,0	38,2	25,0	40,5	44,0	65,0	56,2	74,6
—0,020 + 0,010	22,0	54,2	28,4	66,6	22,5	63,0	22,2	87,2	15,8	90,4
—0,010 + 0,005	10,8	65,0	14,6	81,2	17,0	80,0	8,4	95,6	4,4	94,8
—0,005	35,0	100,0	18,8	100,0	20,0	100,0	4,4	100,0	5,2	100,0
Средневзвешенный диаметр, мкм		15,860		19,499		21,485		29,240		30,178
Коэффициент неоднородности				—		—		3,5		3,1
Примечание: в таблице приведены результаты усредненных проб; процесс разделения продуктов по крупности осуществляется в гидравлическом классификаторе типа АДАП.
Рис. 23. Изменение объема водонасыщенного осадка (пробы 1, 3, 5) от его объема в плотной массе (Р = 0 кПа)
Рис. 24. Изменение объема водонасыщенного осадка (пробы 2 и 4) от его объема в плотной массе (Р=0 кПа):
а — первоначальный период уплотнения (Т = = 1 сут); б — объем осадка на 120-е сутки уплотнения
Коэффициент а в основной части теоретических формул при Уп.м = 0 и Vo = O имеет наибольшее значение и практически не влияет на функцию V0(T), то есть можно записать а = 0- Следовательно, изменение объема осадка в основном зависит от коэффициента Ь, который является функцией угла наклона линий регрессии
b=tgp,	(5.36)
где Р — угол наклона линий зависимости объема осадка от объема его скелета (см. рис. 23 и 24), град.
Таким образом, чем больше наклон линий Vo = f (Уп.м), тем больший объем занимает осадок по отношению к объему его скелета. Обозначим коэффициент b через К, тогда
K=V0(T)/Vn.M.	(5.37)
Коэффициентом изменения объема осадка называется отношение объема осадка в отстойнике к его объему в плотной массе.
Согласно теоретическому обоснованию изменения объема водонасыщенного осадка, его конечный объем (на период времени Т) явился функцией первоначального объема Vn (принятого на первые сутки) минус величина уплотнения ДУ (формула 5.29)
Vo = Vn —AV.	(5.38)
Разделив обе части уравнения на объем скелета складируемых хвостов, перейдем к коэффициентам изменения объема водонасыщенного осадка
К=Кп-ДК,	(5.39)
где
Кп — коэффициент изменения объема осадка в начальный период времени после его складирования (Т=1 сут); ДК — коэффициент уплотнения осадка, зависящий от времени и давления на осадок.
Коэффициент К является основной величиной в определении действительного объема осадка и тесно связан (см. рис. 23, 24) с минералогическим составом и дисперсностью илисто-глинистого осадка, изменяется в пределах от 2,051 до 4,914 (по опытным данным) без учета величины уплотнения.
Обработка результатов наблюдений (уравнения на рис. 23) проведена с помощью математической статистики (метода парной корреляции) [И, 12, 110]. Коэффициент корреляции г указывает на достаточную степень влияния одного признака (в данном случае Уп.м) на другой (Vo). Для точности значе-
63
ний зависимой переменной Vo по величинам независимой переменной Уп.м используется понятие средней стандартной ошибки оценки S. Если через Zj обозначить разность Voi—Vo/, где VOi—объемы осадка по результатам наблюдений; Vo/ — теоретический результат функциональной зависимости Vo = = f(Vn.M), то по [82]	____________
S = V[Szi2/(n—2)],	(5.40)
или с поправкой на число наблюдений
S = y[n/(n—m)]-S, .	(5.41)
где п — число наблюдений;
m — число коэффициентов в правой части уравнения
Vo = f(Vn.M).
Из рис. 23, 24 и табл. 9 видно, что при изменении минералогического состава и дисперсности исследуемого материала, а также времени уплотнения характер зависимости Vo= = f(Vn.M) сохраняется, но меняется наклон прямых: с увеличением содержания глинистых минералов и уменьшением дисперсности частиц растет крутизна линий. Так, при увеличении содержания глинистых минералов в 5 раз объем первоначального'осадка возрастает в 2,4 раза, плотность скелета уменьшается более чем в 2 раза. Свободное уплотнение осадка с течением времени (без давления на его поверхность) снижает объем на 9,1—26,5%, причем чем больше глинистых частиц в осадке, тем интенсивнее он уплотняется.
С целью определения влияния основных составляющих минералов (до 75% общего количества) и дисперсности осадка на изменение его первоначального объема при гидравлическом складировании в отстойник результаты исследований обрабатывали на ЦЭВМ «Наири-К» по программе множественной корреляции. Получено следующее уравнение множественной нелинейной регрессии:
С = 1,5831 • Ci + 0,2568 • С2 — 0,0378 • С3 + 0,1288 • С4 — .
—6,3731 • С5 — 10,3904 • dc — 0,0133 • С/ + 0,0767 • С22 +
+ 0,0149 • С32 — 0,009 • С42 + 0,3172 • С52 + 0,1771 • de2 +
+ 140,5906;	(5.42)
Кп=10°’1’1/С ’
64
Таблица 9
Результаты исследований изменения объема осадка при Р = 0 кПа
'№ проб	Содержание SiO2, %	Содержание глинистых минералов, %	Плотность твердой части осадка, г/см3	Средневзвешенный диаметру МКЛ	Коэффициент к	А	Плотность скелета осадка, г/см3 *	Пористость осадка *	Коэффициент пористости *	Полная вла-гоемкость осадка *
. b	12	55	2,78	15,860	4,914 3,615	1,299	0,57 0,77	0,796 0,723	3,914 .2,615	1,41 0,94
2	17	41	2,61	19,499	2,697 2,213	0,484	0,97 1,18	0,629 0,548	1,697 1,213	0,65 0,46
3	47	13	2,55	21,485	2,452 2,115	0,337	1,04 1,21	0,592 0,527	1,452 1,115	0,57 0,44
4	50	14	2,50	29,240	2,142 1,923	0,219	1,17 1,30	0,533 0,480	1,142 0,923	0,45 0,37
5	55	10	2,40	30,178	2,051 1,865	0,186	1,17 1,29	0,512 0,464	1,051 0,865	0Д4_ 0,36
Примечание: в числителе приведены значения показателей на первые сутки уплотнения (Кп), в знаменателе на 120-е сутки (К120); Д=К1 — К120;
* — расчетные результаты определены по методикам [22, 27, 72].
где Ci — содержание кварца в пелитовой фракции отложений, %;
С2 — содержание каолинита, %;
Сз — содержание монтмориллонита, %;
С4 — содержание иллита, %;
С5 — содержание минералов группы слюд, %;
dc — средневзвешенный диаметр частиц исследуемого осадка, мкм.
Стандартная ошибка, допускаемая при вычислении коэффициента С, определяющего изменение первоначального объема осадка, соответствует 0,2167; уточненная ошибка (с учетом поправки на число наблюдений) 0,3663 [НО]. С целью определения влияния глинистых минералов на изменение объема диспергированных отложений по программе линейной множественной корреляции получено уравнение регрессии
Кп = 10(1’68 ’ сз + °’48 ‘ сз + °*61 • с4 + 19,19) • 10—2 ,	(5 43)
анализ которого показал, что наибольшее влияние на изменение осадка оказывают иллит (40,6%) и каолинит (38,7%), затем монтмориллонит (20,7%).
В геологических отчетах большей части россыпных месторождений не приведены результаты количественного минералогического состава тонкодисперсных фракций металлоносных песков. В связи с этим нами предусмотрен вариант расчета коэффициента по величине дисперсности тонких фракций песков (класса —0,074 мм), средневзвешенного диаметра частиц. Тесная связь с количеством глинистых минералов показана на рис. 25 (где М — сумма глинистых минералов).
Таким образом, с учетом хорошей корреляции величины дисперсности осадка с количеством глинистых минералов в нем получено следующее уравнение связи (рис. 5.6):
Кп =—1,181 + 88,639 • de"1.	(5.44)
Величину изменения объема в зависимости от времени уплотнения и внешней нагрузки на слой характеризует.коэффициент ДК, соответствующий отношению разницы первоначального и уплотнившегося объема осадка на время Т при нагрузке Р к объему его скелета (уравнения 5.38, 5.39). Результаты исследований по динамике изменения ДК в зависимости от времени уплотнения и усилия нагрузки на осадок (давления вышележащих слоев) показаны на рис. 26. Все кривые на графиках имеют логарифмическую зависимость, при Т и Р->шах ДК-^const, то есть при максимальном увели-
66
Рис. 26. Характер изменения коэффициента уплотнения осадка: 1, 2, 3, 4, 5 — номера проб
Рис. 25. Зависимость средневзвешенного диаметра осадка от содержания глинистых минералов и коэффициента Кп
чении времени уплотнения или нагрузки на осадок его объем изменяется незначительно.
Объем полученных данных для определения коэффициента уплотнения по различным пробам глинистых отложений позволил применить для обработки метод математической статистики с помощью ЦЭВМ «Наири-К». Получен следующий вид уравнения множественной регрессии:
AK=arlg(P.k) + brlg T + a2[lg(P-k)]2 + b2(lg Т)2+с, (5.45) где ДК — коэффициент уплотнения осадка для различных проб глинистых отложений;*Р — давление, на слой осадка, кПа (кгс/см2); Т — время уплотнения осадка, сут; к — переводной коэффициент, к = 10,2. При Р, имеющем размерность кгс/см2, к=103; аь а2, bi, b2, с — эмпирические коэффициенты (табл. 10).
Таблица 10
Эмпирические коэффициенты к уравнению (5.45)
Коэффициенты
Область ограничения	31	Ь1	а2	ь2	с
Кп>3,805	+ 0,1418	+ 0,4847	+0,0365	+0,1883	—0,1878
2,574<Кп ^3,805	+ 0,1213	+0,5898	+ 0,0228	—0,0261	—0,1533
2,297<Кп ^2,574	+ 0,0824	+0,3402	+ 0,0154	+0,0142	—0,1004
2,096<Кп ^2,297	+ 0,0514	+0,2313	+0,0116	+ 0,0034	—0,0814
КпС 2,096	+ 0,0166	+0,1570	+ 0,0042	—0,0087	—0,0414
5.3.4. Результаты исследований изменения объема коагулированного осадка
В настоящее время при переводе промышленных объектов на оборотное водоснабжение с искусственным взвесеподавле-нием особый интерес представляет изучение коагулированных хвостов в отстойниках.
Коагуляция приводит к образованию агрегированного сгущенного осадка, представляющего гелеобразную разбухшую массу из рыхлых хлопьев, которые удерживают значительное количество влаги. Таким образом, первоначальный объем коагулированного осадка больше, чем при естественном осаждении. Скорость уплотнения осадка с измененным химическим составом поровой воды, согласно исследованиям [22, 113, 68
122], выше. Е. К. Сурыкина [122] также отмечает, что содержание ионов NaCl и КС1 положительно влияет на процесс уплотнения.
Во второй серии экспериментов исследовано влияние химического реагента (в конкретном случае коагулянта плава хлоридов металлов — ПХМ) на изменение объема илистоглинистого осадка. Методика проведения исследований, а также материал и условия проведения экспериментов аналогичны исследованиям уплотнения естественного осадка. Расход реагента в зависимости от концентрации суспензии в процессе осаждения и образования осадка находился в пределах оптимальных доз от 60 до 100 г/м3 [99]. Результаты исследований по изменению объема коагулированного осадка тонкодисперсных глинистых отложений (на примере пяти проб) показаны графиками на рис. 27, 28 и приведены в табл. 11. Коэффициент Кп в зависимости от минералогического состава и дисперсности проб изменялся от 2,12 до 5,195, то есть объем коагулированного осадка выше, чем естественного. Последнее видно по результатам угла наклона линий регрессии: V0=f(Vn.M). Постепенно осадок уплотняется без нагрузки от 6,4 до 28%. Обработанные по программе множественной не-
Таблица И
Результаты исследований коагулированного осадка при Р = 0 кПа
№ пробы	Коэффициент кр	А	(л/кр) 100, %	Плотность скелета, г/см3	Пористость осадка	Коэффициент пористости	Полная влагоем-кость осадка
1	5,195	1,455	28,0	0,535	0,808	4,195	Ц51
	3,740			0,743	0,733	2,740	0,99
2	2,911	0,598	20,2	0,896	0,656	1,911	0,73
	2,322			1,124	0,569	1,322	0,51
3	2,666	0,412	15,5	' 0,956	0,625	1,666	0,65
	2,254			1,131	0,556	1,254	. 0,49
4	2,291	0,256	11,2	1,091	0,563	1,291	0,52
	2,035			1,228	0,508	1,035	0,41
5	2,120	0,136	6,4	1,132	0,528	1,120	0,47
	1,984			1,209	0,496	0,984	0,41
Примечание		: в числителе приведены значения показателей на первые					
сутки уплотнения (начальные условия), в знаменателе — на 120-е сутки.
69
Рис. 27. Изменение объема коагулированного осадка (пробы 1, 3, 5) от его объема в плотной массе (Р = 0 кПа)
Рис. 28. Изменение объема коагулированного осадка (пробы 2 и 4) от его объема в плотной массе (Р = 0 кПа): а — первоначальный период уплотнения (Т== = 1 сут); б — объем осадка на 120-е сутки уплотнения
линейной корреляции результаты исследований по изменению объема коагулированного осадка при начальных условиях представлены в виде следующего уравнения множественной регрессии:
С = 1,0871 • Ci — 0,1922 • С2+0,3305 • С3 — 0,7652 • С4 —
—5,6714 • С5 — 11,4648 - de — 0,01-С12+0,0877 • С22+ + 0,0035 • Сз2+0,0116 • С42+0,2851 • С52+0,1981 • dc2+ + 170,4789;
Кпр=100,+с,	(5.46)
где Кпр — коэффициент изменения первоначального объема коагулированного осадка.
Влияние на первоначальный объем коагулированного осадка глинистых минералов (каолинита, монтмориллонита, иллита) показывает уравнение регрессии
КПР = 1 о(1 66' Cs+0.72• Сз+0,48 • С4) • 10-2.	(5 47j
Величины дисперсности (см. рис. 24)
Кпр=—1,286+94,725-dc-’.	(5.48)
На основании анализа уравнений можно сказать, что наибольшее влияние на изменение коагулированного осадка оказывают каолинит (37,8%), затем иллит (31,8%) и монтмориллонит (30,4%). С уменьшением диаметра слагающих осадок частиц коэффициент Кпр увеличивается, причем интенсивнее коэффициента естественного осадка (см. рис.. 25).
Динамика уплотнения коагулированного осадка описывается уравнением множественной нелинейной регрессии (5.45). Коэффициенты уравнения сведены в табл. 12.
Таблица 12
Эмпирические коэффициенты к расчету коагулированного осадка
Область ограничения		Коэффициенты					
	ai	bl	а2	ь2	с
Кпр>4,053	+ 0,1602	+ 0,4747	+ 0,0372	+ 0,2099	—0,1100
2,789 <Кп₽й£ 4,052	+ 0,1398	+ 0,6224	+ 0,0282	—0,0302	—0,1430
2,479 <KnpsS 2,789	+ 0,1055	+ 0,3270	+ 0,0172	+ 0,0426	—0,0489
2,206<Кпр^2,479	+ 0,0707	+ 0,2429	+ 0,0121	0	—0,0223
Кпр< 2,206	+ 0,0400	+ 0,1947	+ 0,0080	—0,0224	—0,0205
71
Сравнивая результаты, полученные при исследованиях естественного и коагулированного осадков (см. табл. 13; рис. 29), можно отметить следующее:
Рис. 29. Влияние крупности и времени уплотнения на изменение объема коагулированного осадка (проба 1): 1—естественный осадок; 2 — коагулированный осадок
коэффициент Кп коагулированного осадка больше естественного на 3,25—8,03%;
коэффициент Кр на 120-е сутки уплотнения больше коэффициента К в среднем на 5,14% при Р = 0 и на 2,46% при Р = 49 кПа;
72
средняя интенсивность уплотнения естественного осадка без нагрузки составила 15,46% (при Р = 49 КПа — 38,56%), а коагулированного 16,26 и 41,1%. соответственно, то есть на 4,9—6,2% больше.
Таблица 13
Сравнительная оценка естественного и коагулированного осадков
№ пробы	Естественный осадок			Коагулированный 	осадок				In, %	I, %
	Кп	К120	8, %	Кпр	К120Р	8», %		
1	4,914	3,615	26,4	5,195	3,740	28,0	5,41	3,34
		2,764	43,8		2,875	44,7		3,86
2	2,697	2,213	17,9	2,911	2,322	20,2	7,35	4,69
		1,147	57,5		1,231	57,7		6,82
3	2,452	2,115	13,7	2,666	2,254	15,5	8,03	6,17
		1,382	43,6		1,436	46,1		3,76
4	2,142	1,923	10,2	2,291	2,035	11,2	6,50	5,50
		1,482	30,8		1,501	34,5		1,26
5	2,051	1,865	9,1	2,120	1,984	6,4	3,25	6,00
		1,701	17,1		1,645	22,4		—3,40
Примечание: в числителе показатели изменения объема осадка при Р = 0 кПа, в знаменателе при Р = 49 кПа; е — интенсивность уплотнения осадка, е= (Кп — Клго) • 100/Кп; In, I — относительное увеличение коэффициента коагулированного осадка. 1п=(Кпр — Кп)-100/Кпр; 1 = = (К120Р ------------------- К12о) • Ю0/К120Р.
5.3.5. Влияние температурного фактора и фильтрационных свойств основания отстойника на изменение объема осадка
По результатам проведенных исследований И. В. Красный показал, что плотность скелета хвостов на фильтрующем основании (коэффициент фильтрации Кф более 10 м/сут) выше плотности на водонепроницаемом на 10—15% [57]. Повышенная уплотняемость осадка обусловлена отжатием излишней воды в двух направлениях: в сторону фильтрующего основания и в сторону свободной поверхности осадка. Процесс интенсивного уплотнения происходит до кольматажа дренирующих пор основания хвостохранилища тонкодисперсными глинистыми частицами осадка.
73
Уплотняющиеся хвосты довольно быстро кольматируют подстилающий фильтр и снижают коэффициент фильтрации Кф до 1—5 см/сут [57, 87], так как последний зависит от изменения пористости [18]:
Кф=Кф°-Рп,	(5.49)
где
Кф° — начальный коэффициент фильтрации, соответствующий естественной пористости основания хвостохрани-лища;
Fn — функция изменения пористости.
Максимальные изменения коэффициента фильтрации происходят в течение первых пяти суток уплотнения осадка [57]. Таким образом, на пятые сутки приходится С = 5/Т единиц общего времени уплотнения Т. На главную формулу (водонепроницаемое основание — кольматаж) приходится 1—С единиц объема уплотняющегося осадка, а на расчетный коэффициент изменения объема осадка приходится x = K(j—С) ед., а на увеличение плотности на 0,15 (15%) — (К—х)-0,15, т. е. можно записать
Х=1—0,75/Т,	(5.50)
где к — коэффициент поправки на фильтрацию основания хвостохранилища (Л = 0,9—1,0).
Коэффициент фильтрации грунтов зависит от их гранулометрической характеристики, и в промышленных условиях приближенно его можно определить по таблицам Н. Н. Маслова [22] или В. А. Большакова [116], по номограмме Н. Н. Биндемана [72] или опытным путем по методикам, приведенным В. Д. Ломтадзе [72].
Температурные условия уплотнения водонасыщенного осадка в отстойных зонах отличаются от лабораторных. Так, согласно замерам, температура осадка и технологической воды при разработке россыпей в северной части Якутской АССР составила в среднем от 7 до 9 °C. Следовательно, для правильного прогноза объемов водно-шламового хозяйства необходимо знать изменение уплотнения осадка при разных температурах..
' Исследованиями, выполненными Н. Симонсом в Норвежском геотехническом институте (1965 г.), показано уменьшение сжимаемости глинистых отложений в среднем на 11% при понижении температуры от 21 до 6,5 °C [22]. Повышенное уплотнение глин при увеличении температуры происходит в основном благодаря утоньшению оболочек связанной воды 74
и облегчению перемещения частиц [22, 104]. Приняв линейный характер изменения уплотнения глинистых отложений в зависимости от температуры (в связи с незначительным отклонением) )[64], можно записать следующую формулу:
ф = 1,1593 — 0,00758-t,	(5.51)
где ф — поправочный коэффициент на температурный фактор среды в отстойной зоне (ф = 1,04—1,12);
t — средняя за сезон температура технологической воды в отстойнике, °C.
Окончательно формулу расчета коэффициента изменения объема илисто-глинистого осадка можно представить так:
K=W’(Kn-AK).	(5.52)
5.3.6.. Связь основных характеристик водонасыщенного илисто-глинистого осадка
с коэффициентом изменения его объема
Для составления алгоритма определения основных характеристик водонасыщенного илисто-глинистого осадка (как в ' естественном, так и коагулированном состоянии) в отстойниках покажем связь полученных в результате исследований коэффициентов с общепринятыми показателями физических свойств рыхлых водонасыщенных грунтов [22, 27, 72].
Основным определяющим фактором водонасыщенного осадка является плотность его скелета (г/см3)
6 = gi/V0,	(5.53)
где gi — вес плотной массы, г:
gi=Vn.M-6i,	, (5.54)
здесь 61 — удельная плотность твердой части осадка, г/см3.
Подставляя значение gi в формулу (5.53), получим
6 = 6i/K.	(5.55)
Тогда плотность скелета осадка (г/см3) в начальный период складирования хвостов (Т = 0 сут, Р = 0 кПа)
6n = 6i/Ku.	(5.56)
Следующим показателем, выражающим состояние осадка, является его пористость (объем заполненных водой пор в единице объема осадка):
ш= (Vo - Уп.м)/Уо= 1 - К"1,	(5.57)
75
r54-—. Л-----
—«-Г l=:L*< L-Tjb.J+/
S<--------—----==T-^-9,==
। ОбоЗ исхо&шх данных ^1.-/;;»/
Збод TLuPj
г6--------;—~1 Г7' 
 de=ZdiPt/«X> * С=ГС/
4----
a^dL
d5*100-a
Расчет по формула 5.47
нет
нет
да
2
нот
да
чет
U
да
68,639с/с'1 ]
да ^ Гранулометрический состад определен
г—^7—	---- ----- ------
Расчет Кя по формуле 5,66
i5--------------------77
Kn = -<,986*94,795dc 1
Я Минералоеичес-кий состад
пределен
нет
да
° Осадок ед; гилироданныи
Минералогический состав

определен
да
5
да
нот
№ Грануломет-'^рический cocmab определен
нет
~7к=О,О4(1дР1к} *0,<947lgTi * OfiOtHfljki * 0,0994UpTj}1-0,0905
^iK = O,O7O7(lqPjk}* 0,9499^ ♦ * 0,0<9<(lyPjk]1 - 0,0993
0,<K5(lgPjk) * 0,397 l$Ti * ^O^flp^pOi^lgri)-0,049 ~iSiK= 0,/39ffioPjk) *0,6994 (eTi ♦ *0,09в9(фРгк)3-ОА509(1оП^-0,<43 ~3ЛК-0,<609(loPrk)*0,4747lgTi * +0,0579(lgDJk)i*0,!099(lgTl)1 - 0,//
по формуле 5.45
да
да
да
нет
/б
нет
да
ГZ7Расчет КП no формуле 5.4 2 — /$....-....... ' ...........
*K=0J)166(LyPjk}+QJ57lgTi f (40042(lpPjk)a- Р00в7(1рП}е- 0,044
—24 - -	- ------
&K=0,05t4((pPjk)+0,2343IpTi *
* 0,0<№(1пР]кЛа.0034(14Tjf-0,06/ ^^6= 0,0624(tppjk) *0,3402lp Ti * . * 0,0<54(<qPjkP<0,0142(U)TL)S -0,/ ^aK = 0,<9/ЗЦоРгк)*0,569в(рП *
* 0,029efcPIk)i-0,096/(i4Ti)i-0,/53
^.—..7	......
ЬК-0,/4/в(1дРгк)*0,4в47IbTi *
* 0.0365(loPJkf*0,/eeS(lgTl}1-0,/ee
0e24pnPjk)+0,5402lgTi * ^Pjkr+OJMWlgTiF -OJ
-37------1 гзв-----
к=кп-лк
39-----------------------
<0 =/,<593-0,007586 h
Кф740
“"г-Н-
0,075/Тi
I -------ТП	~
т=4-К < «Н d=/r-z

 48'^се^Г, < Ьариантьгр^ ^<^TuP^ нет \ r
г-49..—— г50	5
S/j-Si/Kn —* тп=4-Кя
г47.....
X Кп-К
К а
<5п=Кп~1
ЬыЬо8 на печатьркульгатЛ расчета	Конец )
Рис. 30. Блок-схема алгоритма вычисления основных характеристик водонасыщенного осадка в отстойнике
или
mn=l — КгГ1.	(5.58)
Коэффициент пористости осадка (отношение объема пор к объему твердой части осадка)
e = m/n = K— 1,	(5.59)
п=1 — гп = 1/К,	(5.60)
где п — объем твердой части в единице объема осадка.
Полная влагоемкость осадка (доли ед.)
W=m/6r (1—m) = (К— 1)/61.	(5.61)
Общая структура алгоритма определения основных характеристик осадка приведена на рис. 30.
Эта структура состоит в следующем:
1)	в зависимости от объема исходной информации определяют первоначальный коэффициент изменения объема осадка Кп;
2)	сравнивая коэффициент Кп со средними значениями экспериментальных данных, определяют расчетное уравнение, по которому вычисляют коэффициент уплотнения ДК;
3)	находят коэффициент изменения объема осадка в отстойной зоне К с учетом поправок на температуру и фильтрацию ложа хвостохранилища;
4)	определяют максимальные и минимальные значения коэффициентов с учетом ошибки исследований;
5)	вычисляют основные расчетные показатели, определяющие физическое состояние водонасыщенного осадка в отстойнике; 6) расчет ведут для всех заданных вариантов времени и давлений на слой осадка.
5.3.7. Пример расчета
Минералогический анализ пелитовой фракции разрабатываемых песков показал на следующее соотношение компонентов: кварц — 54%; каолинит—10%; монтмориллонит — 2%; иллит—1%; минералы группы слюд — 8%; плотность — 2,5 г/см3.
Средневзвешенная крупность хвостов, поступающих в отстойник,— 0,036 мм. Работа предполагается с коагулянтом. Продолжительность сезона 100 сут, средняя глубина отстойника около 2 м.
Определить коэффициент разрыхления подводной части отвала (коэффициент изменения объема). Ложе отстойника
77
дренирует. Средняя температура воды в отстойнике за период промывочного сезона около 10 °C;
С = 1,8071 • 54 — 0,1922 • 10+0,3305 • 2 — 0,7652 • 1 — 5,6714 • 8 — — 11,4648 • 36 — 0,01 • 542 + 0,0877 • 102 + 0,0035 • 22+0,0116 • 12 + + 0,2851 • 82 +0,1981 -362+170,4789 = 62,55;
КпР=10 °1'/62-55 =6,1.
При средней мощности осадка на конец сезона 2 м в середине сезона она составит около 1 м при плотности 2,5 г/см3
Р = 2,5-100/100=0,25 кгс/см2.
Так как Кпр>4,053,
ДКр = 0,1602 • 1g (0,25-103) +0,4747-1g 100 + 0,0372Х
X [1g (0,25-103)]2+0,2099(lg 100)2 — 0,11 = 2,3;
1= 1 — 0,75/100=0,9925;
ф = 1,1593 — 0,00758 -10=1,0835; -
K=0,9925-1,0835- (6,1—2,3) =4,1.
Для определения фактического объема, который занимает подводная часть гидравлического отвала в отстойнике, его объем в плотной массе необходимо умножить на коэффициент К.
6.	ИССЛЕДОВАНИЕ РЕЖИМА РАБОТЫ ОТСТОЙНИКА НА МОДЕЛИ
6.1.	Анализ теорий моделирования гидравлических явлений
При исследовании движения жидкости со взвешенными частицами основным требованием подобия является обеспечение механического подобия изучаемых явлении, иначе гово-.ря, их кинематического и динамического подобия. Кинематически подобными называются такие потоки, в которых скорости частиц во всех сходственных точках пропорциональны друг другу и одинаково направлены по отношению к их границам. Таким образом, траектории движения сходственных частиц должны быть геометрически подобными; при этом имеется в виду, что границы потоков должны быть одинаково ориентированы в пространстве.
78
Кроме того, необходимо динамическое подобие, основными признаками которого служат параллельность и пропорциональность действующих в сходственных точках жидкости сил. Динамическое подобие требует также постоянства отношений между массами двух любых сходственных частиц; применительно к жидкостям это означает постоянство отношений плотности по всему полю течения [701.
Две гидравлические системы геометрически подобны, если существует постоянное отношение [70, 6, 20, 133]:
Lh/Lm = ось = const;	(6.1)
SH/SM = as = const;	(6.2)
Vh/Vm = av = const,	(6.3)
где
at, as, av — соответственно константы подобия длины, площади, объема;
LH, Sh, Vh — некоторая длина, площадь, объем действительного сооружения (натуры);
LM, Sm, Vm — сходственный размер длины, площади, объема на модели.
Связь между константами подобия, если нет искажения вертикального масштаба модели, можно представить в виде [133]
as = at2;	(6.4)
av = as2 = aiA	(6.5)
Осаждение взвешенных веществ в отстойнике осуществляется за счет сил тяжести. В связи с этим важное значение в процессе моделирования имеет критерий Фруда [6, 23, 70]
Fr=V2/(g-L) =idem.	(6.6)
При моделировании отстойников необходимо соблюдение равенства (Fr)M=(Fr)H.
При моделировании по критерию Фруда масштаб для динамического подобия определяют из соотношения [20, 70]
a = рн • Ьн2 • Vh2/(рм • LM2 • Vm2),	(6.7)
где a — масштаб моделирования; рн, рм — плотность суспензии в натуре и на модели.
С учетом отношения сил тяжести
Gh/Gm = рн • gH • Lh3/ (рм • gM • Lm3) ,	(6.8)
где GH, Gm — силы тяжести в натуре и на модели;
gH, gM — ускорение силы тяжести в натуре и на модели (gM = gH).
79
Приравнивая уравнения (6.7) и (6.8), после преобразования получим
VM2/gM.LM = VH2/(gH-LH),	(6.9)
то есть основное правило моделирования по критерию Фруда (уравнение 6.6).
Из уравнения (6.9) определяют связь между масштабами скоростей и длин [70]:
(av)2=(ZL.	(6.10)
При соблюдении равенств чисел Фруда в натуре и на модели имеют место следующие отношения [133]:
Vh/Vm= (<xl) 1/2;	(6.1 Ь)
Qh/Qm = VH • Sh7 Vm • SM' = (aL) r/2 • aL2 = (aL)5/2, (6.12) где Sh', Sm'1 — площадь поперечного сечения отстойника в натуре и на модели.
В медленно текущем потоке осаждение глинистых частиц зависит от вязкости жидкости, диаметра и скорости осаждения взвеси. В турбулентном потоке осаждение взвешенных частиц происходит медленнее, чем в спокойной воде, за счет влияния пульсаций скоростей.
Таким образом, взвешивание частиц в отстойнике есть следствие турбулентности потока, поэтому при рассмотрении явления взвешивания с точки зрения подобия необходимо исходить из уравнений турбулентного движения жидкости. В связи с вышеперечисленным профессор И. И. Леви после определенных математических преобразований приводит следующие константы подобия [70]:
ai-av/ (ам-аю-ар,) = 1,	(6.13)
где ост — константа подобия уклона; ам— константа подобия мутности в рассматриваемом объеме; а©— константа подобия гидравлической крупности; ар,— константа подобия относительной плотности.
Из уравнения (6.13) следует, что при ai=l
av = аш • aPz • ам.	(6.14)
Если aPz = 1, то ау = а(о-ам.4	(6.15)
С учетом кинематического подобия явлений
att = av.	(6.16)
Тогда ам = 1.
Из зависимости (6.16) вытекает, что крупность взвешен-
80
ных веществ на моделях малого масштаба может оказаться весьма малой. В этом случае режим течения на модели будет в сильной степени зависеть от числа Рейнольдса [70]:
Re=V-d/v,	(6.17)
где d — диаметр частиц; v — кинематическая вязкость суспензии.
Следовательно, необходимо установление границ автомодельности явления. Основные положения моделирования осаждения взвеси в отстойнике могут быть выражены следу
ющими зависимостями [70]:
Re>ReAon;	(6.18)
V/со	и V2/(g.p'-d)=idem,	.	(6.19)
где ReAon— допустимое число Рейнольдса;	р'— относитель-
ная плотность;
Re=10.f2bl;	(6.20)
p'=(pi — Р)/Р,	(6.21)
где X — коэффициент сопротивления падению частицы; р— плотность воды; pi — плотность твердой части взвешенных веществ.
Таким образом, масштабы, в зависимости от режима дви-
жения потока, составят:	___
av =	= Уяь,	(6.22)
при.	ReH>ReAon и ReM = ReAOn
аа = 1/(150/ReH)2/3,	(6.23)
где аа — масштаб крупности взвешенных частиц.
При	Ren<ReAOn аа = 1/гар, (6.24)
где	ReH = VH-dH/v.	(6.25)
В случае искажения вертикального масштаба масштаб
гидравлической крупности [70] аи=ау(аь/аь)2/3,	(6.26)
где аи — вертикальный масштаб, аь= (20000-av/ReH-yaTJ2/3,	(6.27)
здесь av — константа подобия кинематической вязкости суспензии.
Если при моделировании необходимо одновременно учесть действия сил тяжести и трения, то при геометрическом и ки-6—380 81
нематическом подобии модели и натуры необходимо одновременно получить равенства чисел Fr и Re (Fr = Re = idem). Однако одновременное удовлетворение обоих условий невозможно. Если, например, модель по отношению к натуре уменьшена в 4 раза, то по Рейнольдсу ее необходимо увеличить в 4 раза, а по Фруду уменьшить в 2 раза. Поэтому гидравлическое моделирование осуществляется приближенно [20, 1331.
Моделирование по принципу равенства скоростей Vm = Vh, предложенное А. А. Суриным [121], позволяет удовлетворить многими критериями подобия (Re, Fr и др.). Этот метод рекомендован для моделирования горизонтальных отстойников на совещании в Ленинградском научно-исследовательском институте коммунального хозяйства в 1950 г. Предложенная методика моделирования горизонтальных отстойников в условиях равенства скоростей основана на следующих положениях [20, 24, 121]:
при тождестве входных условий и равенстве скоростей закон падения их в струе один и тот же для модели и натуры;
при сохранении геометрического подобия и равенства скоростей на модели и в натуре моделирование взвеси не потребуется, так как при моделированной взвеси в обоих случаях обеспечиваются одинаковые условия осаждения вследствие равенства «охватываемых скоростей» (рис. 31);
Рис. 31. Схема к моделированию по принципу равенства скоростей: 1 — контур модели отстойника; 2 — уровень воды; 3 — траектория падения взвешенных частиц в отстойнике; 4 — контур отстойника в натуре
при геометрическом подобии натуры и модели равенство скоростей обеспечивает сохранение основных факторов образования и осаждения хлопьев коагулянта, то есть основной фактор, характеризующий процесс седиментации взвеси в движущемся потоке жидкости,— вектор равнодействующей V и со.
Принцип аа = idem принят некоторыми авторами при моделировании дражного разреза и отстойника непосредственно при разработке россыпных месторождений [16, 75].
82
Таким образом, принцип моделирования, основанный на равенстве скоростей потока в натуре и на модели, является наиболее приемлемым для изучения фракционирования осадка и режима работы отстойника в лабораторных условиях.
6.2.	Расчет модели и методика проведения исследований
6.2.1.	Расчет модели отстойника
Гидравлическое моделирование отстойника проведено по методу равенства скоростей в натуральном отстойнике и модели, то есть av = l. Учитывая значительные размеры отстойника в плане и небольшую глубину, исследования проводили на модели отстойника, выполненной в искаженном масштабе (аффинном преобразовании) [70, 75, 92, 133]: горизонтальном 1:250 (аь = 250), вертикальном 1:100 (аь=100). Степень геометрического искажения т, равная отношению горизонтального масштаба модели к ее вертикальному масштабу (ось : аи), не должна превышать 2—3 /[25].
Параметры водоемов-илоотстойников относительно одной промывочной установки типа ПГБ-600 в среднем следующие: длина 180—200 м; ширина 80—85 <м; глубина 1,5—2,5 м. Согласно выбранному масштабу моделирования, основные параметры модели и натурального отстойника сведены в табл.14. Масштаб площади отстойника в плане («зеркала») рассчитывали по уравнению (6.4), площади поперечного сечения и объема по формулам
as'=aL-ah;	(6.28)
ctv = aL2-ah = as -ah^as'-aL-	(6.29)
Смоченный периметр и гидравлический радиус определили из выражений
X = B + 2-h;	(6.30)
R = S7X,	(6.31)
где X — смоченный периметр, м; В — ширина отстойника, м; h — глубина отстойника, м; R— гидравлический радиус, м; S' — площадь поперечного сечения отстойника, м?.
Для расчета стоков, поступающих в модель отстойника, примем средний расход воды, необходимый для промывки и обогащения 1 м3 песков на промустановках типа ПГБ-600,
6*
83
18—20 м3 \f40], то есть из расчета работы 20 часов в сутки и производительности промприбора 600 м3/сут средний расход составит 0,150—0,166 м3/с.
Таблица 14
Параметры модели и натурного отстойника
Параметры	Масштаб	Модель	Натура
Длина, м	250	0,76	190
Ширина, м	250	0,33	82,5
Глубина, м	100	0,02	2
Площадь «зеркала», м2	6,25 • 104	0,25	15,67 • 103
Площадь поперечного сечения, м2	2,5 • 104	6,6 • ю-3	165
Смоченный периметр, м	—	0,37	86,5
Гидравлический радиус, м	—	1,78 • IO"2	1,91
Объем, м3	6,25 - 106	5 • 10"3	31,35 • 103
Примечание: с целью изучения динамики загрязнения Отстойной зоны и образования пляжа намыва илов, в исследования включены также глубины 4 и 6 м.
Скорость течения воды в отстойнике
VH = QH/hH*BH = QH/SH/ = 0,00095 м/с,	(6.32)
где Qh —расход стоков, поступающих в отстойник в натуре, Qh = 0,158 м3/ч.
Исходя из принятого принципа моделирования (Vh = Vm), скорость потока в модели составит 9,5-10“4 м/с. Тогда расход на. модели
Qm = Vm*Вм*Ьм = Vm -Sm/ = 6,27* 10“3 см3/с. (6.33)
Примем расход на модели отстойника 6,25 см3/с, или 22,5дм3/ч. При переводе в натуру расход составит 0,156 м3/с, что входит в параметры среднего расхода.
Число Рейнольдса при гидравлических исследованиях отстойника определили по формуле [121]
Кем = Vm • Rm/v.	(6.34)
При v = 0,013 см2/с число Рейнольдса изменяется в преде
84
лах (в зависимости от глубины модели) от 4,4 до 10,8, следовательно, режим движения потока в отстойной зоне ламинарный (критическое значение Re=700—900 [121]).
При взаимосвязи параметров модели и натуры необходимо учитывать взвешивающие скорости потока [6, 20, 32, 36 и др.]. По данным исследований М. А. Великанова проф. А. А. Труфанов предложил формулу для определения величины взвешивающей скорости, которая с поправкой П. И. Пискунова [121] имеет вид
Vz = 3,5-n- Vcp/H0’2,	(6.35)
где Vz — взвешивающая скорость, м/с; п — коэффициент шероховатости; VCp — средняя скорость потока, м/с; Н —глубина потока, м.
Согласно принципу моделирования, и и Vcp идентичны для модели и натуры, тогда Vz = k/H0’2, где k = 3,5-n-Vcp. Для модели аь=100 при глубине натуры Нн = 1 м глубина модели Нм = 0,01 м, то есть VZH = k и VZM = 0,4-k. Таким образом, Vzh = 2,5-Vzm, то есть взвешивающая скорость в натуре в 2,5 раза больше, чем на модели.
6.2.2.	Методика проведения исследований
Модель отстойника в масштабе аь = 250 и аь=100 составила основное звено в стенде для изучения оборотного водоснабжения промывочныех установок в лабораторных условиях (рис. 32). При моделировании, согласно принятому принципу, использовали реальную суспензию действующей промывочной установки. Минералогический состав исследуемого материала приведен в табл. 7, гранулометрический — в табл. 8 (гл. 5.3.3, проба № 4). Концентрация в стоках принята 44 г/дм3 [40—43]. Приготовленная в смесителе суспензия через дозатор, сифон с регулирующим зажимом поступала в модель отстойника. При условии применения реагента для интенсификации процесса осаждения 1%-й раствор коагулянта ПХМ подавали вместе со стоками на вход модели отстойника. Расход коагулянта (в переводе на сухой реагент) 50— 70 мг на 1 дм3 оборотной воды.
Осветленные в отстойнике стоки попадали в водозаборное сооружение. Использовали следующие виды водозабора (рис. 33): глубинный и поверхностный всас (0,93Н и ОДОН соответственно, где Н — глубина отстойника), а также с глубины 0,54 Н с целью определения влияния горизонта забора во-
85
Рис. 32. Блок-схема по моделированию оборотного водоснабжения промывочных установок
Рис. 33. Исследуемые способы забора технологической воды из отстойника в процессе моделирования: 1 — глубинный; 2 — поверхностный; 3 — с использованием трубного слива; 4 — с использованием подводной дамбы
ды без применения водозаборных сооружений; поверхностный слив — точечный (с использованием трубного слива) и по ширине отстойника с использованием подводной дамбы. Высота сливаемого слоя составила 0,3—0,5 см.
Из водозаборного сооружения очищенные стоки поступали в проточный датчик переносного автоматического мутномера М-101. Посредством самопишущего прибора КСП-4, соединенного непосредственно с мутномером, на диаграмме фиксировалось изменение прозрачности суспензии с течением, времени. Периодически отбирали пробы воды (контрольные пробы) на содержание взвешенных веществ и изменения pH. Количество ионов водорода определяли с помощью прибора pH-340, содержание взвешенных веществ — весовым способом. Из проточного датчика вода поступала в смеситель, куда, в зависимости от ее объема, подавали новую навеску материала.
В связи со сложностью замера распределения взвешенных веществ по объему отстойной зоны (из-за небольшой глубины отстойника) и с необходимостью определения влияния глубины на изменение объема надводного осадка (пляжа намыва) моделирование дополнительно проводили при глубине отстойника (в переводе на натуру) 4 и 6 м. Пробы по объему отстойной зоны отбирали по размеченной сетке с помощью пипетки. Ввиду большого количества проб и незначительного их объема для определения содержания взвешенных веществ применяли экспресс-анализ. Отобранные пробы разбавляли дистиллированной водой в стеклянной кювете (база просвета 2 см), и с помощью прибора М-101 замеряли прозрачность суспензии. В зависимости от кратности разбавления и прозрачности суспензии по тарировочной кривой находили содержание взвешенных веществ.
Относительно уровня воды в отстойнике замеряли распределение намыва надводной и подводной частей илисто-глинистых фракций. С четырех точек по длине отстойника (1/5 L; 2/5 L; 3/5 L; 4/5 L, где L — длина отстойника) отбирали пробы для определения гранулометрического состава осадка. В отобранных пробах устанавливали содержание свободной воды, затем их усредняли и размывали в гидравлическом классификаторе типа АДАП. В конце эксперимента определяли весовое распределение осадка по длине модели.
Эксперимент планировали с учетом задач исследования (табл. 15). Аналогичную серию опытов проводили при условии применения коагулянта ПХМ. Каждый опыт на основе
87
методики планирования экспериментов [120] повторяли три раза. В результатах исследований приведены средние значения изучаемых факторов. Таким образом, количество опытов составило 66, что вполне обеспечило реальную оценку результатов исследований согласно поставленным задачам.
Таблица 15
Расчет количества опытов
- № опыта	Способ водозабора	Цель исследования
1	Глубинный
2	В средней части отстойника (по глубине)
3	Поверхностный
4	С использованием подводной дамбы
5	Поверхностный слив
6	Глубинный
7	В средней части отстойника (по глубине)
8	Поверхностный
9	С использованием подводной дамбы
10	Поверхностный слив
11	Поверхностный
Динамика загрязнения оборотной воды; распределение осадка по высоте и его фракционирование по длине модели; исследование надводной части осадка (пляжа) при глубине отстойника 2 м
Динамика загрязнения объема отстойника и оборотной воды; распределение осадка по длине отстойника; исследование пляжа намыва при глубине отстойника 6 м
Исследование пляжа намыва при глубине отстойника 4 м
6.3.	Результаты исследований и их анализ
6.3.1.	Динамика загрязнения оборотной воды и распределение взвешенных веществ в отстойной зоне
Результаты исследований по динамике содержания взве^ шенных веществ в оборотной воде приведены на рис. 34. При обработке полученных результатов выявлена единая зависимость динамики процесса накопления взвешенных частиц:
С = Т/(а + Ь-Т) • 10-3,	>(6.36)
где С — содержание взвешенных веществ в оборотной воде, мг/дм3;
Т — продолжительность работы отстойника, мин;
а, b — коэффициенты, полученные при аналитической обработке экспериментальных данных (табл. 16).
88
Рис. 34. Динамика мутности оборотной воды при работе без реагента (а) и с реагентом (б)
Определяющим фактором работы отстойника при оборотном водоснабжении является интенсивность накопления взвешенных веществ в оборотной воде, то есть приращение концентрации взвеси в единицу времени:
U = Ci+i-Ci,
где
Ci = TV (а + b • Ti) • 10-з	и	С1+1 = Тж/ (а'+ b • Тж) • 10~3;
Тж = Ъ+1;
89
Таблица 16
Опытные коэффициенты уравнения динамики загрязнения оборотной воды C = f(T)
Способ водозабора	Глубина модели 2 см		Глубина модели 6 см	
	без реагента	с реагентом	без реагента	с реагентом
	а	b	а	b	а	b	а	b
Глубинный	34,46	0,145	32,33	1,159	31,77	0,415	28,25	1,414 В средней части отстойника	39,00	0,152	34,58	1,362	34,51	0,491	32,74	1,621 Поверхностный	41,02	0,169	50,84	1,408	41,91	0,532	42,38	1,980 С использованием слива: поверхностный (трубный)	47,76	0,204	40,69	1,637	44,82	0,592	52,31	2,156 с использованием подводной дамбы 38,72	0,286	51,21	2,506	48,82	0,626	67,05	2,948				
Таблица 17
Интенсивность накопления взвешенных веществ (мг/дм3-мин) и степень очистки оборотной воды (%)
Способ водозабора	Глубина модели							
	2 см				6 см			
	без реагента		с реагентом		без реагента		с реагентом	
	и	Р	и	Р	и	Р	и	Р
Глубинный	7,17	91,5	0,33	98,2	1.84	95,8	0,21	98,5
В средней части отстойника	6,83	92,1	0,26	98,5 -	1,48	96,4	0,18	98,7
Поверхностный С использованием:	6,15	92,6	0,33	98,6	1,45	96,8	0,16	98,9
трубного слива	5,09	93,6	0,21	98,8	1,28	97,1	0,16	99,0
подводной дамбы	3,35	94,9	0,12	99,1	1,23	97,3	0,11	99,5
тогда
__ р _ 103 _____Tj + 1__________Tj
1+1 Gi W^a+b(T.+ 1) a + b.T. •
После преобразования получим
U = 103-а/[(a + b-T)2 + b- (а + Ь-Т)],	(6.37)
где U — интенсивность накопления взвешенных веществ в оборотной воде, мг/дм3-мин (табл. 17).
Определяющим фактором эффективности работы отстойника является степень очистки промстоков
р='[(Со —C)/Co]-1QO,	(6.38)
где р — степень очистки оборотной воды, % (см. табл. 17);
Со — содержание взвешенных веществ в очищаемых стоках, мг/дм3;
С — содержание взвешенных веществ в оборотной воде, мг/дм3.
С целью выявления действительной картины распределения потоков в отстойной зоне в начальный период работы наблюдали за потоком мутности. Фактическое время пребывания воды в отстойнике и скорость потока определяли по секундомеру и сравнивали с показаниями КСП-4. Затем находили отклонение фактического времени Тф от теоретического Тт, %
8=(Тф/Тт)-100	(6.39)
и коэффициент объемного использования отстойной части модели [20, 121]
ц = Тф/Тт, или	т] = 8/100.	(6.40)
Теоретическое время пребывания воды в отстойнике при глубине 2 и 6 см составило соответственно 13,33 и 40 мин и определялось:
Tt = Vm/Qm,	(6.41)
где Vm — объем модели отстойника, см3;
Qm — расход стоков, см3/мин.
’ Скорость течения воды в отстойнике (VT) 0,095 и 0,035 см/с.
Результаты экспериментальных и расчетных данных показаны на рис. 35 и сведены в табл. 18. Скорость на входе в модель отстойника для всех опытов VBX=10 см/с, на всасе водозабора VB = 88 см/с, при трубном сливе VB=16 см/с и при использовании подводной дамбы VB = 0,4—0,8 см/с.
Характер изменения концентрации взвеси в объеме отстойной зоны является прямым следствием протекающих в
91
Ifa=Юсм/с	Уср(№см)=0,б4дсм/с - (Ц=бсм)=0,%4 см/с
Рис. 35. Распределение потоков в отстойной зоне при различных способах водозабора
Рис. 36. Концентрация взвешенных веществ (мг/дм3) в отстойной зоне при глубинном водозаборе без применения и с применением реагента
Таблица 18
Фактическое время пребывания воды в отстойнике и объемный коэффициент использования отстойной зоны
Способ водозабора	Глубина				отстойника			
		2 см					6 см			
	Тф, мин	8, %	Sep, %	П	Тф, мин	8, %	Sep, %	П
ГЛубинный Из средней части отстой-	1,8—2,1	13,5—15,7	14,6	0,146	5,7—6,1	14,2—15,2	14,7	0,147
ника	2,2—2,5 Поверхност-		16,5—18,7	17,6	0,176	10,8—11,2 ч	27,0—28,0	27,5	0,275
ный	3,1—3,5 Поверхностный (трубный)		23,2—26,2	24,7	0,247	13,3—13,7	33,2—34,2	33,7	0,337
слив	4,3—4,6 С использованием подвод-		32,2—34,5	33,3	0,383	16,1 — 16,5	40,2—41,2	40,7	0,407
ной дамбы	5,8—6,0		43,5—45,0	44,2	0,442	17,8—18,2	44,5—45,5	45,0	0,450
Рис. 37. Концентрация взвешенных веществ (мг/дм3) в отстойной зоне при глубине водозабора 0,5 Н без применения и с применением реагента
Рис. 38. Концентрация взвешенных веществ (мг/дм3) в отстойной зоне при поверхностном всасе без применения и с применением реагента
Рис. 39. Концентрация взвешенных веществ ' (мг/дм3) в отстойной зоне при использовании трубного слива без применения и с применением реагента
Рис. 40. Концентрация взвешенных веществ в отстойной зоне (мг/дм3) при использовании подводной дамбы без применения и с применением реагента
ней гидравлических процессов. Соединив точки с одинаковым значением концентрации взвеси изолиниями, получим картину, характеризующую как сам процесс седиментации, так и гидравлические условия отдельных горизонтов отстойника (рис. 36—40).
Анализ результатов исследований показал следующее:
1)	работа отстойника по замкнутому циклу водоснабжения приводит к постепенному увеличению содержания взвешенных веществ в оборотной воде, интенсивность накопления с течением времени падает;
2)	применение коагулянта значительно снижает содержание взвеси в оборотной воде (в 2,8—6,1 раза — в зависимости от глубины отстойника и способа водозабора) и интенсивность ее накопления (в 18—28 раз при Н = 2 см и в 8—11 раз при Н = 6 см);
3)	увеличение глубины отстойника в 3 раза снижает содержание взвешенных веществ в воде в 1,1 —1,9 раза и интенсивность их накопления в среднем с 73 до 30%, то есть в 2,4 раза;
4)	скорость потока на входе в водозаборное устройство и установление горизонта водозабора значительно влияют на режим работы отстойника.
При глубинном водозаборе явно прослеживается поток плотности, препятствующий интенсификации осаждения взвеси. Распределение концентрации взвешенных веществ по объему отстойника также указывает на наличие застойных (нерабочих) зон в сечении модели и потоков плотности. Последнее является причиной накопления взвеси в оборотной воде, объемный коэффициент использования отстойника не превышает 0,15. Повышение высоты водозабора (всаса насосной станции) или использование трубного слива не дает хорошей эффективности работы отстойника из-за значительной скорости потока на входе (подтягивания нижних, более плотных слоев).
Подводная дамба, установленная по всей ширине отстойника, обеспечивает наиболее равномерное движение потоков в отстойной зоне и селективность водозабора, скорость потока в отстойнике в среднем снижается в 3 раза (за счет увеличения площади водозабора). При использовании подводной дамбы коэффициент т] увеличивается на 30%.
Таким образом, если при глубинном водозаборе поток носил локальный характер в нижних горизонтах отстойника, то
95
при применении дамбы его движение распределилось по всему объему.
6.3.2.	Распределение осадка в модели отстойника и баланс твердого по схеме водоснабжения
Исследование раскладки хвостов по классам крупности выявляет наиболее сложную картину в режиме работы отстойника как распределение потоков (процесс накопления осадка по длине хвостохранилища), а также характеризует процесс искусственного взвесеподавления при различных способах водозабора.
Результаты замеров взвесенакопления (зависимость изменения высоты осадка по длине модели и времени работы) обработаны на ЭВМ по программе многофакторной корреляции. Получен следующий вид уравнения регрессии:
ho = ai • L + а2 • Т + аз • L2+ а4* Т2 + ао,	(6.42)
где h0 — высота осадка, см; L — расстояние от места входа суспензии в отстойник, см; Т — время работы модели, ч; ai, .. . ,а4, а0 — коэффициенты уравнения .регрессии (табл. 19).
Корреляционное отношение полученных уравнений 0,82— 0,83, стандартная ошибка 0,44—0,45, расчетный критерий Фишера 48,2—52,8 (критический 6,51 при уровне значимости 0,05).
Таблица 19
Коэффициенты уравнения регрессии 6.42
Режим работы	31	32		Зз	34	Эо
Поверхностный водозабор без коагулянта	—0,0592		0,6595	0,0004	—0,1000	1,5092
с коагулянтом	—0,0639		0,4916	0,0005	—0,0550	1,5181
Глубинный водозабор без коагулянта	—0,0614		0,6697	0,0004	—0,1033	1,5284
с коагулянтом	—0,0637		0,5132	0,0005	—0,0603	1,4877
Анализ уравнения показывает, что способ водозабора и коагуляция взвесей влияют на высоту слоя осадка; изменяют ее в пределах 2—46 и 45—70% в зависимости от факторов, приведенных в уравнении.
96
1							Табл	и ц а 20
о	Гранулометрический состав проб			осадка по длине модели отстойника					
	Частный выход		классов	(%) при	относительной длине отстойника			
			от места входа суспензии					
Класс крупности, мм	0,2	0,4	0,6	0,8	0,2	0,4	0.6	0,8
		без коагулянта				с коагулянтом		
	Поверхностный водозабор							
—0,074 + 0,040	21,6	32,4	1,6	1,3	23,2	46,1	2,8	1,3
—0,040 + 0,020	36,8	42,0	6,8	5,0	39,6	38,2	11,8	4,3
—0,020 + 0,010	33,2	15,2	50,8	30,0	30,8	9,2	39,1	14,4
—0,010 + 0,005	5,2	3,6	27,6	43,7	2,8	2,0	32,7	46,4
—0,005	3,2	6,8	13,2	20,0	3.6	4,5	13,6	33,0
Средневзвешенная крупность, мкм	28,8	33,79	12,97	10,52	30,02	39,38	13,79	8,5
	Гл	у б и н н ы	й водозабор					
—0,074 + 0,040	23,0	27,0	2,1	1,9	25,6	36,4	1,3	2,7
—0,040 + 0,020	56,8	45,4	3,1	2,6	57,2	38,8	4,7	4,0
—0,020 + 0,010	15,8	19,6	36,6	26,8	13,2	19,2	39,3	16,3
—0,010 + 0,005	0,6	3,6	43,3	54,9	0,4	3,6	40,0	52,0
—0,005	3,8	4,4	14,9	13,8	3,6	2,0	14,7	25,0
Средневзвешенная крупность, мкм	32,63	32,33	11,24	10,35	33,85	35,59	11,41	9,71
Результаты размыва проб, отобранных по длине отстойной зоны, приведены в табл. 20 и представлены на рис. 41, 42, 43. Относительная длина
Lo = 1/L,	(6.43)
где
Lo — относительное расстояние от места сброса пульпы, см;
1 — расстояние от входа суспензии в отстойник до рассматриваемой точки, см;
L — длина отстойника, см.
Графики выполнены по усредненным результатам обработанных Проб идентичных опытов при глубинном водозаборе и поверхностном с применением экрана (подводной-дамбы). Анализируя фракционирование осадка в отстойнике, можно отметить значительное влияние способа водозабора и интенсификации осаждения взвеси с помощью коагулянта. В начале отстойника явно выражен пик крупности 30 мкм (см. рис. 41, Lo = O,2—0,4), причем при глубинном водозаборе он достигает выхода 57%, а при поверхйостном 40% и распределение осадка по крупности более равномерное. Это объясняется выносом тонких фракций (5—10 мкм) потоком плотности в конец отстойника. О их повышенном количестве свидетельствуют кривые на рис. 42 и 43 (Lo = O,6—0,8).
Осветление суспензии в отстойнике с помощью коагулянта также изменяет картину фракционирования. При использовании коагулянта в 1,65—1,78 раза увеличено содержание фракций менее 0,005 мм в конце отстойника, что обусловливает повышенный выход класса —0,074 + 0,040 мм в первой половине (см. рис. 41 и 42). Следовательно, коагулирование способствует осаждению таких классов в конце отстойника, увеличению средней крупности осадка в начале (см. рис. 43). Однако отметим, что коагулянт подавали в отстойник вместе со стоками, а при наличии в промышленных условиях площади эфельных отвалов и различной длины стоков от промпри-бора до отстойника образование флокул из тонкодисперсных и коллоидных фракций и их осаждение происходят раньше, то есть до входа в отстойник или в первой его части. Анализируя изменение средневзвешенной крупности осадка по длине модели (см. рис. 41) и средневзвешенную крупность исходного материала (0,029 мм), можно отметить, что они совпадают при относительной длине 0,43—0,49, то есть в середине модели.
98
Рис. 41. Гранулометрический состав осадка при поверхностном (1) и глубинном (2) водозаборе, при работе без реагента (а) и с реагентом (б)
Рис. 42. Фракционирование осадка по длине модели отстойника при поверхностном (1) и глубинном (2) способах водозабора
7*
Рис. 43. Фракционирование осадка по длине модели отстойника (класс —0,005 мм и средневзвешенная крупность) при поверхностном (1) и глубинном (2) способах водозабора
Съемка осадка из модели по частям показала более интенсивное увеличение влажности коагулированного осадка по длине отстойника (рис. 44), что объясняется изменением фракционирования осадка (наличием большего количества тонкодисперсных глинистых фракций). Как видно из рисунка, в оборотной воде и в воде отстойника содержится 0,11 и 0,16% общего количества твердого (при поверхностном и глубинном водозаборах соответственно), при использовании коагулянта— 0,04 и 0,05%. Седиментационным анализом установлено, что взвесь менее 5 мкм. Общий баланс твердого по классам крупности показан гистограммами на рис. 45.
На основании проведенных исследований по распределению осадка и его фракционированию в модели, а также изучения баланса твердого можно сделать следующие выводы:
1)	способ водозабора и коагуляция взвеси в отстойнике влияют на изменение мощности осадка по длине отстойника в зависимости от времени работы на 2—46 и 45—70 % соответственно;
2)	фракционирование естественного и коагулированного осадка по длине отстойника изменяется от горизонта водозабора, что является следствием неравномерного распределения потоков по глубине модели;
3)	химическая интенсификация осаждения взвеси в отстойнике снижает количество твердого в оборотной воде в 2,75—3,2 раза.
100
Рис. 44. Графики изменения влажности и распределения осадка по длине отстойника
Класс
-!0*5мкм
6,56
5-W
.1,73
Класс
-5 мкм
Оборот 0,11% о,к%
0,26 щд
Рис. 45. Баланс твердого в отстойнике и оборотной воде по классам крупности при поверхностной (а) и глубинном (б) водозаборе при работе без реагента (1) и с реагентом (2)
2
_/,б5_
Таким образом, наличие потоков плотности, обусловленных глубинным способом водозабора технологической воды, снижает процент осаждения тонких классов в первой части отстойника с крупными фракциями, изменяя общую количественную картину накопления осадка.
6.3.3. Исследование надводной части осадка
По мере заполнения отстойника мелкодисперсными хвостами от промывки песков в зоне впадения промстоков образуется надводная часть осадка — пляж'намыва. Он расположен выше уровня воды в отстойнике, имеет отличные от осадка физико-механические характеристики и не входит в объем отстойной зоны. Динамика изменения объема пляжа намыва
101
представляет особый интерес при проектировании хвостохра-нилища.
Объем пляжа намыва определяли по факторам изменения его площади в плане (рис. 46) и средневзвешенной высоты относительно уровня воды в модели. Для модели Н = 2.см
hn = 0,58+1,63-lg Т;	(6.44)
hnp = T/(l,28 + 0,26-T),	(6.45)
Рис. 46. Динамика намыва надводной части осадка к модели отстойника
102
где hn, hnp — средневзвешенная высота пляжа от уровня воды в отстойнике при работе без реагента и с реагентом, см.
Решение системы уравнений
I Ln = 7,68 +6,36-Т,
I Lnp= 13,6 + 4,89-Т,	(6.46)
полученных при обработке экспериментальных данных, показывает, что до определенного периода времени (Т = 4 ч) длина пляжа при работе с реагентом (Lnp, см) больше, чем без реагента (Ln, см), а при дальнейшем намыве — наоборот. Это можно объяснить большой подвижностью коагулированного осадка и его интенсивным распределением в начальный период времени. Затем карта намыва изменяется, крупные хлопья осаждаются ла площади пляжа, увеличивая его объем. Гранулометрический анализ осадка подтверждает это предположение — при работе с коагулянтом тонкодисперсных фракций в начале отстойника больше.
Для получения модели изменения объема пляжа намыва экспериментальные данные обрабатывали на ЭВМ по программе множественной корреляции. Получены следующие уравнения регрессии:
Vn = (1,789• Т — 1,324 • Н + 3,078) • 102;	(6.47)
Vnp = (2,025 • Т — 1,612 • Н + 4,285) • 102,	(6.48)
где Vn и Vnp — объем пляжа намыва при работе без реагента и с реагентом, см3.
7.	ОПРЕДЕЛЕНИЕ СКОРОСТИ ОСАЖДЕНИЯ ХВОСТОВ И МУТНОСТИ ОБОРОТНОЙ ВОДЫ
7.1.	Определение скорости осаждения тонкодисперсных фракций хвостов в отстойнике
При переводе промышленных объектов на замкнутый цикл водооборота происходит резкое накопление тонкодисперсных хвостов в технологической воде. Это во многих случаях обусловлено неточным расчетом скорости осаждения тонкодис
103
персных фракций в отстойнике оборотного водоснабжения. Используемые в настоящее время методики расчета гидравлической крупности частиц не учитывают влияющие факторы в отстойнике, а также их динамику в течение промывочного сезона. С целью уточнения расчета нами предлагается нижеприведенная методика [53]. -
Фактическая скорость осаждения тонкодисперсных фракций в отстойнике зависит от их гидравлической крупности, турбулентности входящего в отстойник потока (вертикальной составляющей скорости осаждения), ветрового воздействия на поверхность отстойника, степени агломерации и образования флокул в результате коагуляции:
co==Kz-Kb_1-Kk-«o,	(7.1)
где
со — скорость осаждения фракций в отстойнике, мм/с;
Kz — коэффициент влияния вертикальной составляющей скорости потока;
Кв — коэффициент влияния ветрового воздействия;
Кк — коэффициент, учитывающий коагулирование взвесей; сор — гидравлическая крупность частиц, равная скорости осаждения их в неподвижном слое воды с заданными реологическими свойствами, мм/с.
Многие исследователи в области расчета отстойников отмечают необходимость в определении взвешивающей составляющей горизонтальной скорости в турбулентном потоке по длине осаждения частицы [20, 24, 36, 37]. Осаждение тонкодисперсных хвостов происходит в потоке, где наблюдается непрерывный процесс турбулентного обмена между различными слоями жидкости в виде взаимно компенсирующих перемещение вверх и вниз объемов жидкости. Для определения взвешивающей составляющей скорости, которая уменьшает скорость падения частиц, существуют различные формулы. По данным исследований М. А. Великанова А. А. Труфанов предложил формулу для определения величины взвешивающей скорости, которая с поправкой П. И. Пискунова имеет вид [121]
Vz = 3,5-n- Vcp/Hcp0’2,	(7.2)
где
Vz — взвешивающая скорость, м/с;
п — коэффициент шероховатости;
Vcp — средняя скорость потока в отстойнике, м/с;
Нср — средняя глубина отстойника, м.
104
Если подставить в эту формулу величину коэффициента шероховатости 0,018 из таблицы Н. Н. Павловского [80], она примет вид
Vz = 0,063-Vcp/Hcp0’2.	(7.3)
Тогда коэффициент влияния вертикальной составляющей скорости потока
Kz = (coo — 1000-Vz)/coo.	(7.4)
В открытых горизонтальных отстойниках турбулентность потока может значительно увеличиться под воздействием ветра на поверхность отстойника. Влияние ветрового воздействия рассмотрено в трудах А. И. Егорова [28]. Величину коэффициента Кв, учитывающего влияние ветра на эффект осветления воды в открытом отстойнике, автор описывает функцией в виде степенного многочлена (рис. 47):
Кв = 1 + 0,00286 • VB + 0,00386 • Vb2,	(7.5)
где Vb — скорость ветра на высоте 0,2 м над поверхностью воды в отстойнике, м/с;
Vb = 1,824 • Vb.o/ (1 g НФ — 0,477),	(7.6)
здесь
Нф—высота флюгера местной метеорологической станции, см;
VB^— скорость ветра на высоте флюгера в направлении оси отстойника, м/с.
Рис. 47. Изменение коэффициента, учитывающего взвешивающее влияние вертикальной составляющей скорости потока вследствие ветрового воздействия на поверхность отстойника
В случае использования химических реагентов гидравлическую крупность тонкодисперсных фракций при естественном осаждении соо умножают на коэффициент коагуляции (который определяют опытным путем по результатам пробного коагулирования в лабораторных условиях):
Кк = <ок/соо,	(7J)
105
где сок — скорость осаждения коагулированной взвеси при идентичных условиях с соо, мм/с.
Например, на основании многочисленных исследований по коагулированию взвеси с применением ПХМ [40—46] по месторождениям северного региона Якутской АССР величина Кк может быть определена по формуле
Кк = 0,0678. q — 0,1905 • d — 0,002 • q2 + 0,001 • d2 + 5,4509, (7.8)
где q — расход коагулянта ПХМ, мг/дм3; d — крупность осаждаемых фракций, мкм.
Гидравлическая крупность тонкодисперсных фракций в неподвижном слое воды зависит от реологических свойств среды, в которой происходит осаждение, а также характеристики осаждаемой взвеси. Физико-механические свойства суспензии характеризуются такими факторами, как плотность и вязкость. Плотность загрязненной шламом воды в зависимости от его содержания и плотности характеризуется данными, полученными авторами [68, 90, 130] (табл. 21, 22). В результате обработки информации на ЭВМ получено следующее уравнение множественной регрессии:
р = (0,5375 • Св + 219,3633 • рт+615,4648) • 10~3,	(7.9)
Таблица 21
Плотность пульпы (г/см3) в зависимости от содержания твердого и его плотности [1301
Содержание твердого в воде, г/дм3	Плотность твердого, г/см3								
	1,35	1,40	1,45	1,50	1,55	1,60	2,20	2,30	2,40
50	1,012	1,014	1,016	1,018	1,019	1,021	1,042	1,046	1,05
100	1,025	1,029	1,033	1,036	1,04	1,044	1,087	1,094	1,102
200	1,049	1,055	1,063	1,070	1,077	1,084	1,168	1,182	1,196
300	1,075	1,086	1,097	1,108	1,118	1,129	1,258	1,279	1,301
400	1,1	1,114	1,128	1,142	1,156	1,171	1,342	1,37	1,398
500	1,125	1,143	1,161	1,179	1,197	1,214	1,429	1,465	1,501
600	1,15	1,172	1,194	1,215	1,237	1,258	1,516	1,559	1,602
106
Таблица 22
Изменение некоторых параметров и свойств воды в зависимости от содержания взвешенных частиц [68]
Содержание взвешенных частиц, г/дм3	Объемное содержание взвешенных частиц, %	Плотность суспензии, г/мл	Вязкость, спз
0	0	1,00	1,14
50	2	1,03	1,26
100	4	1,06	1,32
150	6	1,09	1,55
200	8	1,12	1,71
Примечание: плотность взвешенных частиц 2,5 г/см3; вязкость определялась с помощью визкози-метра капиллярного типа с давлением.
где р — плотность суспензии, г/см3; рт — плотность взвешенных частиц, г/см3; Св — среднее содержание взвешенных частиц в отстойнике крупностью — 45 мкм (эта крупность изменяет реологические свойства среды [130]), г/дм3.
Коэффициент корреляции уравнения составил 0,93, стандартная ошибка 0,05 г/см3.
Замеры плотности суспензии проводили при температуре + 15 °C. Однако плотность воды, не содержащей примеси, может изменяться в зависимости от ее температуры [115, 130]. С целью учета влияния температурного фактора на плотность среды данные изменения отклонения плотности воды от базовой величины (р = 0,99913 г/см3 при t= + 15°C) в зависимости от ее температуры описывают уравнением
Др =[ 10 — ехр (—2,9082 + 4,4546 • 1g t) ] • 1О"4,	(7.10)
где Др — величина отклонения плотности суспензии от базовой величины (0,99913 г/см3), г/см3;
t — температура суспензии, °C.
Индекс корреляции полученного уравнения 0,89, стандартная ошибка 0,000011 г/см3.
Уравнение (7.9) запишем в виде
р = р+Др = [0,5375 • Св+219,3633 • рт + 616,4648 —
—ехр (—5,2108 + 4,4546• 1g t) ] • 10"3.	(7.11)
107
Таким образом, получена математическая модель изменения плотности среды, в которой происходит осаждение взвешенных частиц в зависимости от температуры суспензии, а также концентрации и плотности твердого в ней.
Вторым определяющим фактором после плотности является вязкость среды. Для чистой воды зависимость вязкости от температуры может быть выражена формулой [66]
1+0,0337-t4-0,000221-t2
где v — кинематический коэффициент вязкости, см2/с.
При оценке вязкости воды с содержанием взвешенных частиц необходимо учитывать не только их содержание, но и сложное взаимодействие между частицами твердой фазы. В практике проектирования хвостового хозяйства существует термин эффективной вязкости [66, 130]
|1эф = |л(1 + а-С),	(7.13)
где |лЭф — эффективная вязкость воды, Па-с;
ц — динамическая вязкость воды, Па-с; а—коэффициент, определяемый по уравнению (перевод результатов [130] в аналитическую форму),
а= (1,381 —2,637-С)-1,	(7.14)
С — объемное содержание взвешенных частиц крупностью —0,045 мм, доли ед.,
С = Св/(1000-рт).
Коэффициент кинематической вязкости выражает отношение коэффициента динамической вязкости к плотности жидкости, то есть уравнение (7.13) можно записать в следующем виде:
л^эф== v (1 +а-С),	(7.15)
где ¥Эф — эффективная кинематическая вязкость среды, см2/с.
Таким образом, математическая модель зависимости вяз- ' кости среды от определяющих ее факторов имеет вид
0,01775
*ЭФ 1 + 0,0337 • t + 0,000221 • t2 Х
(,'38|“ 2’637' тдаЪг'От
108
Как видно из полученных моделей, с изменением температурного режима отстойника изменяются физико-механические свойства воды в нем, что является причиной изменения скорости осаждения тонкодисперсных фракций, а следовательно, эффективности работы отстойника. Для выявления динамики температурного режима наблюдения проводили на четырех отстойниках в течение двух промывочных сезонов (на комбинате «Куларзолото»). На двух отстойниках применили поверхностный водозабор. Температуру воды измеряли водным термометром. Результаты наблюдений приведены в табл. 23 и представлены графиками на рис. 48, 49 и 50.
Таблица 23
Температурный режим отстойников в течение промывочного сезона
Дата			Температура, - °C								
	на поверхности отстойни- ка	средняя	оборотной воды	средняя	средняя по отстойнику	оборотной воды	средняя	ДТ
	Тип водоз аб о р а							
	глубинный			поверхности			ы й	
20.05	2,0—3,0	2,5	2,5—3,0	2,5	2,50	2,	0—3,0	2,50	0,00
01.06	4,5—5,5	5,0	4,0—5,0	4,5	4,75	4,	5—5,0	4,75	0,25
10.06	7,0—8,0	• 7,5	5,5—6,5	6,0	6,75	6,	5—7,0	6,75	0,75
20.06	9,5—10,5	10,0	7,0—8,0	7,5	8,75 8,	0—9,0	8,50	1,00
01.07	10,0—12,0	11,0	8,0—9,0	8,5	9,75	9,	5—10,0	9,75	1,25
10.07	11,0—14,0	12,5	9,0—11,0 10,0		11,25 10,0—12,0		11,0	1,25
29.07	11,0—14,0	12,5	9,0—11,0	। 10,0	11,25 10,0—12,0		11,0	1,00
01.08	10,0—12,0	11,0	8,5—9,5	9,0	10,00	9,0—11,0		10,0	1,00
10.08	8,0—9,0	8,5	7,0—8,0	7,5	8,00	7,	5—8,5	8,0	0,50
20.08	6,0—8,0	7,0	5,5—6,5	6,0	6,50 6,0—7,0		6,5	0,50
01.09	4,5—5,5	5,0	4,0—5,0	4,5	4,75	4,	5—5,0	4,75	0,25
10.09	2,0—3,0	2,5	2,0—3,0	2,5	2,50	2,	0—3,0	2,50	0,00
Как видно из графиков, стоки (с температурой +10°C), поступая в отстойник, движутся в направлении насосной станции в нижних слоях воды. Это обусловлено значительной плотностью их по сравнению с плотностью воды в отстойнике. В промышленных условиях получена идентичная картина рас-
109
Рис. 48. Температурный режим одного из отстойников оборотного водоснабжения промывочной установки при глубинном способе водозабора
Рис. 49. Изменение температуры воды с глубиной отстойника при глубинном (а) и поверхностном (б) способе водозабора
пределения потоков с данными лабораторных исследований [50, 51], где изменение плотности воды осуществлялось содержанием тонкодисперсных фракций. Верхние слои, имеющие температуру до 2—2,5 °C выше дижних слоев, в работе отстойника не участвуют. Применение поверхностного водозабора (глубинной дамбы) обеспечивает равномерное распределение температуры воды по объему отстойной зоны за счет
110
20.5 /.6 10.6 20.6 /.7 /0.7 20.7 16 /0.6 20.6 /.9 /0.9
[о]	Дата	[ко] Т^сут
Рис. 50. Динамика среднесуточной температуры верхнего слоя воды (1) и оборотной при глубинном (2) и поверхностном (3) водозаборах
изменения гидравлического режима. Средняя температура воды в отстойнике при глубинном водозаборе описывается уравнением регрессии второго порядка:
t _ 10 (43,42 + 2,28 . Г - 0,121 • (Т'Я) 10-2	?	(7 17)
где t — средняя температура воды в отстойнике на период времени Т (за начальный период отсчета (Т = 0 сут) принято 20.05), °C; Т — продолжительность работы, сут.
Если начало промывки песков планируется позднее 20.05, то разницу добавляют к Т, то есть Т, = Т+ЛТ, где Т — продол-111
жительность работы, сут; АТ — количество суток от 20.05 до даты начала промывки. Следовательно, формулу (7.17) можно записать так:
t = 10 <43’42 + 2>28<т + АТ) ~ 0,0021 (Т 4- ДТ)2).10-2 . при поверхностном водозаборе
t = Ю <43’44 +2>25(Т + ДТ) — 0,02(Т -г ДТ)2) . ю-2 .	(7 18)
Индекс корреляции полученных уравнений составил 0,98, ошибка с учетом количества замеров 0,29—0,31 °C.
Температура верхних слоев воды при глубинном водозаборе превышает температуру оборотной воды в среднем на 1,4°C (максимальная 2,5°C). Для сравнения температурного режима отстойника при использовании подводной дамбы на рис. 50 приведены результаты отклонений температуры оборотной воды At. Изменение температурного режима отстойника с помощью поверхностного водозабора обеспечило повышение температуры технологической воды в среднем на 0,65 °C (максимум 1,25 °C, минимум 0°С). Значительное изменение температуры воды в отстойнике за промывочный сезон (на 10 °C) свидетельствует о необходимости учета динамики температурного режима отстойников при их проектировании.
Таким образом, определив необходимые реологические свойства суспензии, можно рассчитать фактическую гидравлическую крупность осаждаемой в отстойнике взвеси.
Если условно принять частицу за шар диаметром d, то при свободном обтекании ее жидкостью плотностью р и вязкостью 'Уэф гидравлическая крупность определится по формуле О. М. Тодеса и Р. Б. Розенбаума [66]:
со = 100-Уэф-Аг/[б-(18+0,61 УАГ)], (7.19)
где со — гидравлическая крупность, мм/с;
d — предельная геометрическая крупность рассматриваемых частиц (гл. 7.3), мм;
Аг — критерий Архимеда, с”1;
д 963,665-(рт — р)-d3
А------------------------
(7.20)
103-р-М*
Действительную гидравлическую крупность частиц (мм/с) определяют по выражению
соо, = со-к,
(7.21)
112
где к — коэффициент, учитывающий неправильную форму
осаждающихся частиц;
yi+0,862-lgk* при Re<0,2;
кф	при 0,2^Re=C2-103;
(12,4—11,4-кф-’)-°>5 при Re>2-103;
здесь кф — геометрический коэффициент формы; Re — число Рейнольдса;
k$ = d2/d32,	(7.22)
Re =	•	(7.23)
*и2-Ъф
где d3 — эквивалентный диаметр шара, мм;
Г 4	/ d \3 1/3
d9 = 1,24- 4-U-f-	'.	(7.24)
При осаждении взвешенных веществ в отстойнике оборотного водоснабжения гидравлическая крупность частиц зависит от стесненных условий осаждения [20, 66, 88, 130, 144]. Скорость стесненного осаждения в силу влияния взаимной близости зерен всегда меньше скорости свободного осаждения [88]
соо.ст — Р • (Оо ,	(7.25)
где р — поправка на стесненные условия осаждения взвешенных частиц [66],	__
(1	(18 + 0,61-ГАг)
18 + 0,61-/Аг(1 - С')4’75 ’	'
8—380
Рис. 51. Изменение гидравлической крупности осаждающихся частиц от их размера и температуры суспензии: 1 — температура суспензии 20 °C; 2 — температура суспензии 5 °C
ИЗ
Закономерность применения гидравлической крупности осаждаемых частиц приведена на рис. 51.
Таким образом, зная величину скорости осаждения частиц предельной крупности (из условий обогащения или сохранения ПДК в охраняемых водотоках), по известной формуле можно определить необходимую длину осаждения хвостов,
Lo = Hc-V/ci)o.ct,	(7.27)
где Нс — высота сливаемого в водозаборное сооружение слоя воды, м (с учетом только поверхностного водозабора, Нс не более 0,5 м); V — средняя скорость потока в отстойнике, м/с.
7.2.	Пример расчета
Определить фактическую скорость осаждения тонкодисперсных фракций хвостов от промывки песков геометрической крупностью 0,04 мм и плотностью рт = 2,5 г/см3 (при максимальном содержании фракций — 45 мкм в отстойнике Св = = 5 г/дм3) на конец промывочного сезона 1 сентября. Продолжительность сезона 100 сут, водозабор поверхностный.
Работа отстойника предусматривается в замкнутом цикле водоснабжения с использованием коагулянта ПХМ с расходом 100 мг/дм3. По метеоданным Ув.ф = 4 м/с, Нф = 3 м.
t = ю(43’44 + 2’26 ’ 100 ~ °’02 ’ 10°2) * 10-2 = 5 °C
р= (0,5375-5+219,3633-2,5+615,4648) • 10~3= 1,166 г/см3;
Др = [Ю—ехр (—2,9082 + 4,4546- 1g 5) ] • 10~4 = 0,0088 г/см3;
р= 1,166 + 0,0088= 1,1748 г/см3;
0,01775
'	1 + 0,0337-5 + 0,000221-52	°’°15 СМ^С ;
С = 5/ (1000 -2,5) =0,002; а = (1,381 — 2,637-0,002)-! = 0,7269;
Уэф = 0,015 (1 + 0,07269 • 0,002) = 0,015 см2/с;
Аг = 960,665(2,5—1,1748) -0,043/103-1,1748-0,0152 = 0,308 с~»;
со = 100 • 0,015 • 0,308/0,04 (18 + 0,61 • У0,308) = 0,63 мм/с;
0,04 VI1/3 nnqQQ ’	= 0,0399 мм;
4:3’141-2
бэ ~ 1,24-
114
Re=O,63-0,0399/102-0,015=0,017;
кф = 0,042/0,03992= 1,005;
к = ]/1+ 0,862 -lg 1,005= 1,001;
coo'=0,63-1,001 =0,6306 мм/с;
= (1 - 0,02)4,75-(l8 + 0,61-/0^08) = 0 99.
P 18 -г 0,61-/0,308-(1 - 0.U2)4-'5	’ ’
(Oo = 0,9-0,6306 = 0,624 mm/c;
VB = 1,824 - 4/ (lg 300—0,477) = 3,65 м/с;
Kb = 1 + 0,00286 • 3,65 + 0,00386 • 3,652 = 1,06;
Kk = 0,0678 -100—0,1905 • 40—0,0002 -1002 + 0,001 - 402 + + 5,4509 = 4,21.
При расчетной площади поперечного сечения около 150 м2 (НСр = 2 м) и дебита водозаборных устройств 0,14 м3/с VCP = = 0,00093 м/с.
Vz = 0,063 • 0,00093/2°>2 = 0,000051 м/с;
Kz = (0,624— 1000 • 0,000051) /0,624 = 0,918;
со = 0,918 • 4,21 • 0,624/1,06 = 2,275 мм/с.
Фактическая скорость осаждения фракций размером 0,04 мм в отстойнике оборотного водоснабжения в случае вышеописанных условий составляет 2,275 мм/с.
7.3/	Прогнозирование динамики мутности оборотной воды
Эффективность обогащения металлоносных песков россыпных месторождений в значительной степени определяется качеством технологической воды. Так, при изменении содержания взвешенных веществ (тонкодисперсных фракций хвостов от промывки песков) в воде, подаваемой в процесс гравитационного обогащения на промывочных установках, изменяются реологические характеристики суспензии (плотность, вязкость) в обогатительных аппаратах. Последнее, в свою очередь, приводит к изменению извлечения полезного компонента из обогащаемых россыпей [46]. Чем больше концентрация взвешенных веществ в технологической воде, тем больше снос металла мелких фракций с эфельными хвостами. В настоящее время многими учеными на основании лабораторных и промышленных исследований показано извлечение полез-8*	115
ного компонента различной крупности в зависимости от содержания взвешенных веществ на шлюзах, концентрационных столах, отсадочных машинах.
Для изучения режима работы отстойника использован метод гидродинамического моделирования. Изменение содержания взвешенных веществ в оборотной воде замерялось автоматическим мутномером М-101 и фиксировалось на диаграммной ленте прибором КСП-4 (гл. 6).
В процессе моделирования оборотного водоснабжения промывочных установок выявлено, что происходит постоянное накопление взвешенных веществ в оборотной воде, общая закономерность которого описывается уравнением [54]
Ci = Ti/(a + b-Ti),	(7.28)
где Ci — содержание взвешенных веществ в оборотной воде, мг/дм3, на период работы Tj сут от начала работы отстойника; а, b — эмпирические коэффициенты.
Как видно из выявленной закономерности, lim Cr->const, T-^max при постоянном увеличении количества циклов оборота содержание взвешенных веществ в оборотной воде стремится к постоянной величине, то есть процесс накопления стабилизируется.
Промышленные наблюдения за динамикой содержания взвешенных веществ в оборотной воде осуществляли на промывочных установках, работающих в замкнутом цикле водоснабжения в течение всего промывочного сезона. Исследования проводили на трех отстойниках с естественным осветлением технологической воды и на двух — с использованием коагулянта плава хлоридов металлов (ПХМ). Результаты наблюдений представлены на рис. 34 и в гл. 10. Как видно из Графиков, с увеличением циклов водооборота происходит постепенное накопление взвешенных веществ. Обработанные на ЭВМ результаты промышленных наблюдений подтвердили закономерность динамики мутности оборотной воды, полученной на модели в лабораторных условиях.
Для вывода формулы динамики содержания взвешенных веществ в оборотной воде при замкнутых циклах водоснабжения промывочных установок определим начальные условия: примем начальный период работы отстойника Ti = 0,025 сут вместо 0 сут. Считая также содержание взвешенных частиц
116
Ci = 0,025 г/дм3 естественной мутностью, можно записать:
(0,025 = 0,025/(а + Ь-0,025),
I СдОП = Т/(а + Ь-Т),	(7.29)
где Сдоп — максимально допустимое содержание взвешенных веществ в воде, подаваемой в гравитационный процесс обогащения, г/дм3; Т — продолжительность работы отстойника, сут. В системе уравнений первая формула описывает процесс загрязнения оборотной воды на начальный период работы отстойника, вторая — на конец работы отстойника.
Решая систему уравнений, найдем коэффициенты
а = Т(1—b• Сдоп)/Сдоп;	Ь=(Т—Сдоп)/Сдоп* (Т 0,025);
подставив их в уравнение (7.28), получим
Cj =________ТгТ:.£д™_________(7.30)
Т-СДОП + (Т-СДОП)-Т1
Предельное превышение концентрации твердого в оборотной воде за i сут* составит
ACi = Ci — Ci-i.	(7.31)
Содержание взвешенных веществ в стоках, поступаемых в отстойник, на i сут составит
Cci^Ci + C',	(7.32)
где С' — поступление твердого в отстойник от промывки песков за одни сутки без учета мутности оборотной воды, г/дм3 (см. гл. 4).
Таким образом, прогнозируемое по условию предельной мутности оборотной воды и времени работы промывочной установки содержание взвешенных веществ в технологической воде на момент времени Ti определяют по формуле (7.30).
Зная величину ACi, найдем предельный объем твердого^ поступающего в водозаборное сооружение насосной станции за одни сутки:
Вд = 3,6 • QH • n - ACi • бт"1,	(7.33)
где Вд — предельный объем взвешенных веществ, поступаемых в систему оборотного водоснабжения за сутки, м3; Qh— производительность насосной станции, м3/с; п — время чистой работы станции в сутки, ч; бт — удельная плотность тонких фракций хвостов, г/см3.
Объем тонкодисперсных фракций хвостов, поступающих в отстойник, находят по формуле (4.11).
117
Затем определяют суммарный объем по классам (от минимальной крупности к максимальной) и минимальную предельную крупность осаждаемых фракций:
<1пр = di-! 4------в Bi i---------,	(7.34)
где di — средняя крупность i-ro класса, мм (при условии Bi-1 Вд Bi); Bi — суммарный объем i-ro класса крупности, м3.
Таким образом, зная объем и гранулометрический состав промываемых песков, вынос хвостов в отстойник, предельную крупность складирования, фактическую скорость осаждения частиц предельной крупности, можно определить необходимую длину осаждения тонкодисперсных фракций хвостов и, следовательно, основные параметры отстойника оборотного водоснабжения. Особенно важно знать динамику накопления взвешенных веществ в оборотной воде в случае применения химических реагентов. Так, при контроле за содержанием взвешенных веществ в оборотной воде и отклонением их от расчетной динамики увеличивают “или уменьшают подачу реагента.
7.4. Пример расчета
Гранулометрический состав хвостов, поступающих в отстойник, можно выразить следующим образом (на i и i + 1 сут соответственно):
—5 + 1 мм	0,1%	0,1%
—1+0,5 мм	1,3%	1.3%
—0,5+0,1 мм	3,1%	3,2%
—0,1+0,074 мм	19,9%	20,5%
—0,074 + 0,005 мм	67,1%	69,2%
—0,005 мм	5,5%	5,7%
Сумма:	97,0%	100%
(Номера классов в обратном порядке: 6, 5... 1).
Предельное содержание взвешенных веществ в оборотной воде на конец промывочного сезона составляет около 70 г/дм3, при 82 г/дм3 100%; при 70 г/дм3 85% (82 г/дм3 — содержание взвешенных частиц в стоках, сбрасываемых в отстойник).
Определим содержание взвешенных веществ на предыдущие сутки:
118
r _	99-100-70
100 • 70 + (100—70) • 99	69’5 г/дм3-
Следовательно, за одни сутки превышение содержания на конец сезона может составить не более 0,5 г/дм3, тогда 82 г/дм3 100% ; 0,5 г/дм3 6%.
При производительности насосной станции 0,35 м3/с и 20 ч чистой работы определим предельный объем взвешенных веществ, поступающих в водозабор за одни сутки:
Вд = 3,6-0,35-20-0,5-2,5^ = 5 м3;
d п лпо^ (0,035—0,0025) • (5-5,7) n ппо
dnp = 0,0025 +---77-т—z--7—-------~ =0,002 мм,
оу,2—5,7
где 0,0025 и 0,035 мм — средние значения крупности классов 1 и 2.
При расчете фактической скорости осаждения тонкодисперсных фракций хвостов (см. гл. 7.1) предположим со0.ст = = 0,008 мм/с, тогда из формулы (7.27) при средней глубине отстойника 2 м и скорости потока в нем 0,00093 м/с Lo = = 2-0,00093/0,00008 = 230 м.
7.5. Необходимые требования к качеству оборотной воды
Обогащение песков шлюзовым способом происходит за счет разделения зерен в водной среде по их удельному весу. Вода, используемая для промывки, содержит взвешенные илисто-глинистые частицы, поэтому осаждение зерен полезного компонента происходит в среде с измененными реологическими свойствами. В зависимости от концентрации взвесей меняется плотность и вязкость суспензии. Последнее влияет на извлечение мелкого золота (—0,25 мм), содержание которого составляет от 35 до 50%, в отдельных россыпях Якутии от 40 до 95% [74], по данным опробований, на исследуемых месторождениях — от 0,6 до 48,6% |[40, 41, 42, 43, 45].
В технической литературе величина предела концентрации взвесей в технологической воде имеет довольно различные значения. Так, согласно исследованиям С. М. Шорохова, А. А. Зуйкова и др. [98], А. Т. Конюковой [96], В. В. Назарова, Ю. М. Чикина, В. Р. Личаева и др. [13, 91], изменение содержания взвешенных частиц в воде, подаваемой в техноло
119
гический процесс, до 30—50 г/дм3 практически не влияет на результаты обогащения. Извлечение золота остается на одном уровне. По данным В. Д. Барабанова [5], при повышении содержания илистых частиц до 15—20% извлечение на шлюзах снижалось с 90,1 до 72,6%, а снос металла — 0,2 мм в хвосты увеличивался с 7,3 до 17%. В. П. Мязин Г90] указывает на предельное содержание глинистых частиц в воде, подаваемой на промывку, до 60 г/дм3. П. Е. Егупов на основании лабораторных исследований делает вывод о допустимости при шлюзовом обогащении содержания твердого в воде не более 160 г/дм3 [29, 96]. В этом случае, отмечает автор, минимальная крупность улавливаемых зерен золота около 0,11 мм, а при содержании твердого около 70 г/дм3 — около 0,08 мм. По данным {68, 105], показатели по извлечению золота при содержании в технологической воде взвешенных частиц до 200 г/дм3 не снижаются.
Г. И. Лукинский [73] считает, что содержание тонкодисперсной взвеси в оборотной воде гидравлик оказывает небольшое влияние на износ насосов. Однако возрастают непроизводительные затраты электроэнергии, вызванные подачей под напором воды большего удельного веса, чем чистая вода/Так, при загрязненности оборотной воды от 1 до 10 г/дм3 для насоса 18НДС непроизводительные затраты электроэнергии изменяются от 0,29 до 2,915 кВт-ч. Для насоса 14НДСпри загрязненности 30 г/дм3 дополнительные затраты составляют за 1 ч работы около 8 кВт-ч [39]. Годовой ущерб, связанный с повышенным расходом электроэнергии, в-этом случае (при условии дополнительных затрат электроэнергии на 1 ч работы насоса 8 кВт-ч) ориентировочно для промприбора типа ПГБ-1000 и условий северного региона Якутской АССР составляет не менее 1 тыс. руб. По наблюдениям А. Д. Алексеева и И. Н. Александрова {1, 2], допускаемая загрязненность оборотной воды, не оказывающая заметного влияния на износ оборудования, составляет от 1 до 2 г/дм3. Сотрудники ВНИИ-1 ограничили содержание механических примесей в оборотной воде для приисков северо-востока СССР до 5 г/дм3 [58].
Таким образом, вопрос предельной мутности оборотной воды является спорным и подлежит уточнению.
Для промышленных исследований * по влиянию загрязненности воды на шлюзах на потери металла с эфелями вы
* Исследования проводились под руководством канд. техн, наук доцента Красноярского института цветных металлов Т. С. Потаповой.
120
браны два шлюза. На контрольный шлюз подавали осветленную воду, на обычный — оборотную с различным содержанием взвешенных веществ. Соотношение ТгЖ на шлюзах поддерживалось постоянным, скорость потока в среднем равнялась 1,2 м/с, глубина потока 0,25 м. Ситовой анализ золота в исходных песках приведен в табл. 24. Среднее содержание класса — 0,25 мм составило около 20%.
Таблица 24
Ситовой анализ золота в промываемых песках
№ пробы
Выход (%) при классе крупности, мм
— 1,0	—0,60	—0,140
+ 0,6	+0,14	+0,074
—0,074
1	10,40	27,68
2	7,40	19,50
Отобранная проба эсреля
Мокрое грохочение
Отмученная глинистая порода (-0,074мм)
!
Галечная . порода (*5мм)
Ртуть
Эрель (-5мм)
Сокращение на лотке
Хбосты 6 отдал
I
Серый шлих
Амальгамация д бутылочном
амальгаматоре
Отделение амальгамы с помощью серебряной пластины
Шт I тбм	Отит а"»™".
Г	р
Золото	Ртуть
Обработка азотной кислотой
--------------F
3-кратная промыбка
ЗэЬеишбаиие
“I
Ситодой анализ
50,52	5,18	6,22
62,70	3,60	6,80
Опробование хвостов обработки на исследуемых шлюзах производили в течение смены с помощью ручного пробоотборника. Интервал отбора проб 10 мин. Пробы с каждого шлюза сливали в мерные полубочки. При заполнении полубочек воду удаляли. С каждой слитой части, объем которой замеряли, отбирали пробу воды по 50 мл на весовой анализ. Определяли содержание глинистых частиц в воде, подаваемой на промывку, и в воде, слитой из полубочек при отборе проб эфеля.
По окончании опробования по каждому шлюзу замеряли объем зфеля в плотной массе. Пробу эфеля рассеивали на сите с диаметром ячеек 5 мм и производили отбор глинистых непродезинтегрированных окатышей. Рассеивание пробы со-
Рис. 52. Схема обработки проб
121
провождалось подачей воды с небольшим напором для размыва глинистых окатышей. Надрешетный продукт ( + 5 мм) замеряли в плотной массе. Подрешетный (минусовой) продукт обрабатывали путем периодического отмучивания чистой водой и слива взвеси до полного удаления глинистых частиц (рис. 52). После замера подрешетного продукта в плотной массе его доводили на лотке.
Для определения количества золота, теряемого с окатышами на шлюзах, материал с обоих шлюзов после проведения опробования тщательно снимали. Собранный эфель также просеивали с добавлением воды на размыв. Окатыши, не размытые во время просеивания, собирали в отдельную емкость и протирали, замеряли объем эфеля в них. Методом ситового анализа определяли гранулометрический состав эфеля и металла в окатышах (табл. 25 и 26). Сравнивая ситовой анализ золота в исходных песках (см. табл. 24) и в окатышах (табл. 26), можно сделать вывод, что с окатышами теряется как мелкое, так и крупное золото.
Таблица 25
Ситовой анализ глинистых окатышей
Шлюз	Выход (%) при классе крупности, мм				
	—8+5	-5 + 1	— 1+0,5	—0,5 + + 0,074	—0,074
Контрольный	—	23,5	7,2	23,3	46,0
Обычный	—	17,2	8,4	26,6	47,8
Таблица 26
Ситовой анализ золота в окатышах
Выход (%) при классе крупности, мм
Шлюз	+ 1,0	— 1,0 + 0,6	—0,6 + 0,14	—0,14 + 0,074	—0,074
Контрольный	10,20	27,30	50,40	5,00	7,10
Обычный	9,80	27,40	56,10	2,90	3,80
Расчет выхода неразмытых глинистых окатышей производили по методике, разработанной Красноярским институтом цветных металлов им. М. И. Калинина совместно с Московским геолого-разведочным институтом им. С. Орджоникидзе 122
[83]. Результаты опробования и расчета потерь металла приведены в табл. 27. Средневзвешенная крупность металла в разрабатываемых песках составила 0,50—0,57 мм.
Таблица 27
Результаты промышленных исследований по изучению влияния загрязненности воды на выход окатышей и потери металла с эфелями
С	В	F	Пг	Пш	С	В	Г	Пг	Пш
29,0	10,0	25,0	1,10	3,50	133,2	27,6	42,3	3,90	5,41
47,9	12,3	26,0	1,10	3,65	136,1	28,9	43,6	3,65	5,82
48,0	11,3	23,5	1,25	. 3,50	140,8	32,5	44,5	3,95	5,80
58,6	12,8	66,0	1,40	4,02	102,2	33,0	45,0	4,04	4,36
56,0	12,5	24,5	1,55	3,71	113,7	25,1	43,0	4,01	4,83
58,0	13,0	28,0	1,44	3,90	156,0	30,3	44,5	3,60	6,90
85,4	21,5	42,0	1,85	3,78	145,0	35,1	45,0	5,44	7,00
71,0	16,3	29,0	1,91	3,75	30,0	27,5	37,5	5,50	4,70
84,4	19,5	27,5	1,85	3,90	142,0	32Д	48,9	6,14	6,12
108,5	21,5	28,5	2,22	4,56	140,0	38,7	54,0	6,10	6,20
56,0	10,3	24,5	2,60	6,90	153,8	44,2	59,2	6,85	7,30
124,5	26,9	34,2	3,03	4,17	133,2	28,9	46,6	7,34	6,72
117,0	25,1	‘ 39,0	ЗлЗО	4,50	157,0	42,0	55,0	7,00	7,50
124,2	30,0	34,0	3,10	4,67	160,0	44,5	59,9	7,31	7,50
140,4	36,9	47,8	3,80	5,64	136,1	47,6	52,3	8,20	8,41
Примечан		и е: С — содержание взвешенных веществ на шлюзах, г/дм3; В — выход глинистых окатышей, %; Г — содержание глины в окатышах, %; Пг — потери металла с окатышами, %; Пш — потери металла с отмытыми эфельными фракциями, %.							
С целью определения взаимосвязи факторов и их влияния на потери металла с неразмытой глинистой породой данные промышленных исследований обработаны на ЭВМ «Наи-ри-К» по программе линейной множественной корреляции. По исходной матрице парных коэффициентов корреляции для расчета зависимости nr = f(B, С, Г) отмечена тесная связь с выходом неразмытой глины (глинистыми окатышами), при этом парный коэффициент корреляции составил 0,888, при совокупном коэффициенте корреляции уравнения — 0,896. Сле
123
довательно, на факторы С и Г приходится всего 1,5% от 80,3% влияния всех факторов (коэффициент детерминации уравнения множественной регрессии 0,8035).
Таким образом, по программе парной корреляции получена следующая зависимость (рис. 53):
Пг=10-°’081+0’022-в,	(7.35)
где выход неразмытой глины является прямым следствием содержания взвешенных веществ на шлюзах и глины в окатышах:
В = 0,17 • С + 0,297 - Г — 3,5.	(7.36)
Рис. 53. Влияние выхода глинистых окатышей на потери металла
В стандартизированных коэффициентах уравнение регрессии (7.36) имеет вид
В = 0,64-С + 0,32- Г,
то есть изменение величины выхода окатышей на один стандарт в одинаковой степени зависит от мутности воды и содержания глины в окатышах. Парные коэффициенты корреляции между факторными .и результативными признаками приведены в табл. 28. Корреляционное отношение полученной зависимости 0,88, стандартная ошибка 5%, расчетный критерий Фишера 46 (критический 1,94 при уровне значимости 0,05).
Таблица 28
Парные коэффициенты корреляции между факторными и результативными признаками уравнений (7.36)
Признаки	С	Г	В
С	0,999	0,655	0,852
Г	0,655	0,999	0,740
124
Рис. 54. Номограмма для определения потерь металла при содержании глины в окатышах: 1—10;
2 — 20; ...; 6 — 60%
Рис. 55. Влияние содержания взвешенных веществ на шлюзах на потери металла с окатышами (а) и с отмытой эфельной фракцией (б)
Уравнение (7.35) можно записать в виде
ГТ_1Л (-15,8+0,374.0+0,65.Г)-10-2
11г — 1U	•	.о /)
По расчетным показателям на рис. 54 представлена номограмма определения потерь в зависимости от загрязненности воды и содержания глины в окатышах. Для выявления функциональной зависимости между потерями металла с глинистыми окатышами и содержанием взвешенных веществ на шлюзах с помощью ЭВМ получено следующее уравнение регрессии:
г_ (103/(46,4287 — 0,1232* С — 0,0003* С2), при С<85 г/дм3;
( (1159,546 —20,916*С + 0,2063*С2), при 085 г/дм3.
(7.38)
Коэффициент корреляции приведенных уравнений 0,92, стандартная ошибка 5%.
Подставляя значение Г из формулы (7.38) в уравнение (7.37), получим функциональную зависимость потерь золота с окатышами в зависимости от загрязненности воды на шлюзах Пг={(С), график которой представлен на рис. 55. Математическая модель закономерности изменения потерь металла на шлюзах с промытыми эфельными фракциями имеет вид
Пш= (6,731 • В + 0,819*С+1,149*Г + 216,116) • 10-2.	(7.39)
Парные коэффициенты корреляции между факторными и результативными признаками приведены в табл. 29.
Таблица 29 '
Парные коэффициенты корреляции между факторными и результативными признаками уравнения (7.39)
Признаки	В	С	Г	П
В	0,999	0,852	0,740	0,779
С	0,852	0,999	0,655	0,731
Г	0,740	0,655	0,999	0,625
Корреляционное отношение полученной зависимости 0,79, стандартная ошибка 0,87%, расчетный критерий Фишера 22,4 (критический 1,92 при уровне значимости 0,05). Как видно из табл. 29, между потерями металла и содержанием глинистых фракций существует тесная связь. Исходная информация зависимости потерь от мутности воды на шлюзах, обработайте
ная по программе парной корреляции, описывается следующим уравнением регрессии (рис. 55):
Пш = 103/ (271,05 + 0,523 • С — 0,009 • С2).	(7.40)
Коэффициент корреляции полученного уравнения 0,9, стандартная ошибка 0,64%, расчетный критерий Фишера 119 (критический 1,9 при уровне значимости 0,05). Ограничение фактора в интервале от 20 до 160 г/дм3. Согласно представленной зависимости, при загрязненности воды на шлюзах в пределах 80—90 г/дм3 потери металла не превышают 4%. Дальнейшее увеличение мутности воды на шлюзах приводит к резкому увеличению потерь металла. Таким образом, мутность воды на шлюзах около 90 г/дм3 является предельной величиной [46].
Загрязненность оборотной воды, подаваемой на промывку, СН = С —СР,	(7.41)
где Сн — предельная мутность оборотной воды, г/дм3; С — предельная мутность воды на шлюзах (С = 90 г/дм3); Ср — «условная мутность» пульпы на шлюзе, образующаяся при дезинтеграции песков с заданным содержанием глинистых частиц при заданном удельном расходе «чистой воды», г/дм3, Cp=10-6-Q-6t-Kc/Qh,	(7.42)
здесь
б — содержание глинистых фракций в исходных песках, %;
Q — часовая производительность промывочной установки, м3/ч;
бт — удельная плотность глинистых фракций, г/см3;
Qh—часовая производительность насоса, подающего воду - на промывку, м3/ч.
Коэффициент дезинтеграции зависит от содержания глины в промываемых песках (гл. 2.3). Формулу (7.42) можно записать:
Cp=10-K,*Q*6t/Qh,	(7.43)
где К' — коэффициент, завйсящий от содержания глинистых включений в песках и эффективности их дезинтеграции, К,= = б — 0,009-б2 при работе без реагента и
(б, при 6^10%	при работе
11,075-6 — 0,0075*62, при б> 10% с реагентом.
Расчетные значения К' приведены в табл. 30.
127
Расчетные значения коэффициента К'
Таблица 30
При содержании глины, %	0	10	20	30	40	50	60	70	80
С реагентом 0	10	18,5	25,5	31	35	37,5	38,5	38
Без реагента	. 0	9,1	16,4	21,9	25,6	27,5	27,6	25,9	22,4
По данным изменения коэффициента дезинтеграции, удельной плотности глинистых фракций и удельного расхода воды, подаваемой на промывку, построена номограмма (рис. 56), с помощью которой можно определить предельную мутность воды в зависимости от содержания глинистых включений в песках, поступающих на промывочную установку.
Рис. 56. Номограмма для определения предельной мутности оборотной воды
128
Таким образом, необходимо рассматривать влияние загрязненности воды на шлюзах на потери металла с эфелем. По предельной загрязненности воды на шлюзах, содержанию глинистых включений в промываемых песках и степени их дезинтеграции можно определить мутность оборотной воды, подаваемой на промывку, и, исходя из полученных результатов, спроектировать необходимые размеры отстойников оборотного водоснабжения.
8. РАСЧЕТ СОСТАВЛЯЮЩИХ ВОДНОГО БАЛАНСА
Количество воды, образующейся от оттайки льдистых включений из разрабатываемых песков (м3),
Ул = кл- Q/100,	(8.1)
кл — количество льда в разрабатываемых песках, %.
Поскольку мерзлые породы представляют собой водоупор, питание подземных вод осуществляется только через талико-вые зоны [1181. При наличии, последних объем подземных (грунтовых, подрусловых) вод, поступающих в разрез и водно-хвостовое хозяйство, приближенно (м3)
Vrp = 86,4-103-qr-T;	(8.2)
qr = Q-Fb	(8.3)
где
qr — приток подземных вод в разрез, м3/с [36];
Q — модуль грунтовых вод, зависящий от ориентировки склонов, льдонасыщенности грунтов, характера растительного покрова, Q = 0,06—0,12 м3/(км2-с);
Fi — площадь склонов, непосредственно примыкающих к разрезу, км2.
Данные о возможном дебите грунтовых вод устанавливают при геолого-гидрологических изысканиях.
Объем воды, образующейся в результате выпадения дождевых осадков, определяют по уравнению (м3)
VOc = 0,001 • qOc* (ои• Si+аг• S2-f-So),	(8.4)
где
qoc — количество осадков за теплый период времени (в зависимости от региона разработки), мм [106];
он — коэффициент поверхностного стбка для ненарушенной поверхности, он = 0,6—0,65 [41];
9-380
129
Si — площадь водораздела, прилегающая ко всей территории водоснабжения (рис. 57), м2;
аг—коэффициент поверхностного стока для площади с удаленным растительным покровом, аг = 0,8 [58];
5г—суммарная площадь отвалов и полигона, составляющих территорию водоснабжения (рис. 57), м2;
So — площадь отстойника, м3.
Объем воды (м3) на заполнение порового пространства в илисто-глинистом осадке, складируемом ниже уровня воды в отстойнике,
Vo = lTlcp,Qo,	(8*5)
Рис. 57. Схема к определению площадей водосбора
где тСр — средневзвешенная пористость складированного осадка;
Qo — объем осадка в отстойной зоне на конец отработки, м3;
щСр= (m-Qo' + mrQo")/Q,	(8.6)
ш—пористость илисто-глинистого осадка (см. гл. 5.3.6),
- т=1— К"1;	(8.7)
Qo' — объем в складируемом осадке класса —0,074 мм, м3;
mi — пористость осадка крупностью более 0,074 мм, Ш1 =
= 0,091 (рассчитано по формуле (8.7), коэффициент разрыхления хвостов принят 1,1 [80, 103];
Qo" — объем в складируемом осадке класса +0,074 мм, м3.
В случае коагулированного осадка пористость составляет: ш= [ш'.Тр+т". (Т-Тр)]/Т,	(8.8)
130
где m —пористость коагулированного осадка;
т"— пористость естественного осадка;
ТР — время работы с применением коагулянта, сут.
Количество воды (м3), расходуемой на заполнение пор в пляже намыва тонкодисперсных фракций,
Vn.n — гид • Qn,	(8.9)
где шп — пористость хвостов пляжа намыва, тп = 0,231 (рассчитано по формуле (8.7), коэффициент разрыхления пород принят 1.3 [103]);
Qn — объем надводной части гидравлического отвала в отстойнике на конец сезона, м3.
Объем воды, захваченной промытыми галечными и эфель-ными хвостами (м3) при укладке их в надводные отвалы, определяют по формулам:
Vr = pr-(QB + Qc);	(8.10)
Уэ = Нэ-^э,	(8.11)
где цг — коэффициент влагоемкости галечных отвалов, |1г = = 0,01 [58];
Цэ — коэффициент влагоемкости эфельных хвостов, цэ = = 0,95 [58];
Q3 — объем эфельных отвалов в плотной массе, м3.
В общем случае потери на испарение воды, задействованной в системе водоснабжения промывочных установок, имеют место с площадей разрабатываемого полигона или отвала песков, хвостов промывки и водной поверхности отстойника. Потери воды на испарение с разрабатываемых полигонов зависят от водонасыщенности песков. При содержании льдистых включений менее 15—20% и отсутствии притока грунтовых вод потери незначительны, при большем содержании льда и присутствии грунтовых вод потери на испарение рассчитывают, как с водной поверхности.
Количество воды, испарившейся с водной поверхности отстойника (м3/сут),
Уисп =10-3. a- So,	(8.12)
где а — величина испарения, мм/сут.
Величину испарения рассчитывают по формуле Иванова [131]:
а = 6-10-5- (25 + t)2- (100 —е),	(8.13)
где t — среднемесячная температура воздуха, °C;
е — относительная влажность воздуха, %.
Суммарное месячное испарение можно определять по гра
9*
131
фикам Б. В. Полякова и П. С. Кузина [115], последние с целью расчета баланса на ЭВМ. переведены в аналитические формулы:
май:	а = 0,032- (16,66 + 2,4-1);	(8.14)
июнь:	а = 0,033- (6,35+3,81-t);	(8.15)
июль — сентябрь:	а = 0,032- (9,93 + 3,52-t).	(8.16)
По результатам наблюдений, количество воды, испарившейся с поверхности отстойника в течение суток, в среднем составляет в мае 0,8 мм, июне 1—1,2 мм, июле 1,7—1,9 мм, августе 1,3—1,4 мм, сентябре 0,4 мм (для регионов Якутской АССР, Магаданской области, севера Красноярского края).
Для определения расхода воды, фильтрующей из отстойника, необходимо рассмотреть следующие условия.
1.	Дамба отсыпана осенью на многолетнюю мерзлоту и проморожена за зиму. Весной проведены мероприятия по теплоизоляции поверхности дамбы. Фильтрационный сток полностью отсутствует (Уф.д и Уф.л = 0, где Уф.д и Уф.л — общие за сезон фильтрационные потери через водозадерживающую дамбу и ложе отстойника соответственно, м3).
2.	Дамба сооружена из талых пород на многолетней мерзлоте или коренных породах с коэффициентом фильтрации Кф менее 5 м/сут. Расход воды, дренирующей через тело дамбы (дренажа через ложе отстойника нет, Уф.л = 0),
V$.A = L-Sqi + q,-T,-L,	(8.17)
i=l где
qi — удельный фильтрационный расход на i-e сутки с начала промывки песков, м3/м сут;
Т — продолжительность отработки россыпей, сут;
L — цлина водоудерживающей дамбы, м;
qA—удельный фильтрационный расход на первые сутки от начала промывки песков, м3/м сут;
Т' — продолжительность от момента заполнения отстойника водой до начала промывки песков, сут.
3.	Дамба сооружена в руслах водостоков, имеющих надмерзлотные талики, значительный оттаявший деятельный слой или на коренных породах с коэффициентом фильтрации более 5 м/сут. Общий расход фильтрационных потерь
. уФ = Уф.д + Уф.л,	(8.18)
где Уф.л рассчитывают по формуле (8.17) с удельным фильтрационным расходом qi',
132
4.	На верховом откосе дамбы предусмотрен противофиль-трационный экран или зуб из илисто-глинистого грунта [103]. Расход фильтрующей воды
Уф — Уф.д7 + УФ.лл,	(8.19)
где Уф.д' и УфУ рассчитывают по формуле (8.17) с удельным расходом qa/1 (удельный фильтрационный расход через экран или зуб дамбы).
5.	Специальные методы, обеспечивающие изоляцию фильтрующейся поверхности со стороны отстойной зоны или ее кольматаж с помощью химических реагентов [103].
Ламинарную фильтрацию через водоудерживающие дамбы отстойников рассчитывают по методике, разработанной А. А. Угинчусом (Расчеты фильтрации через земляные плотины. М.: Госэнергоиздат, 1960):
для верхового клина (I) д/Кф = а-(Но — ho);
для средней части (II) д/Кф= (Но2— ho2)/2-(L—m^ho); (8.20) для низового клина (III) д./Кф = Ь-Ьо, где
Но — глубина отстойника, м;
h0—глубина, устанавливающаяся на выходе фильтрационного потока из низового клина, м;
а, b — числовые множитёли, зависящие от крутизны верхового ш и низового Ш1 откосов.
При расчете низконапорных дамб, сложенных из грунтов с коэффициентом фильтрации от 5 до 50 м/сут [130], величину h0 можно принять равной 0, тогда
qi = Ki-Ho.cp2/2.1,	(8.21)
где
Ki — коэффициент фильтрации дамбы на i-e сутки, м/сут; Но.ср — средняя, на период отработки, глубина отстойника, м;
Но.ср = (Но.к - Но.н)/2 + Но.н,	(8.22)
Но.н, Но.к — глубина отстойника на начало и конец отработки соответственно, м;
1 — средняя длина пути фильтрации, м;
1 = 1'+кп.Но.ср,	(8.23)
Г — горизонтальная проекция пути фильтрации, м;
кп — коэффициент удлинения пути, равный 0,4 [130] при ш^2.
133
При фильтрации мутного потока через фильтр взвешенные частицы постепенно заполняют поры, уменьшая расход фильтрационного потока. Происходит увеличение фазовой насыщенности порового пространства глинистым материалом. Количественная оценка изменения водонепроницаемости [94]
Кк = Кн-е_в/150,	(8.24)
где Кк — конечный коэффициент фильтрации, м/сут;
Кн — начальный коэффициент фильтрации (на первые сутки), м/сут;
е — основание натурального логарифма;
В — фазовое насыщение порового пространства глинистыми фракциями, мг/см3;
B = A-Q-T/V-m,	(8.25)
где А — содержание глинистых фракций в воде, г/дм3;
Q — дебит дренажного устройства, м3/сут;
Т — время работы дренажного устройства, сут;
V — рассматриваемый объем фильтрующей среды, м3;
m — пористость фильтрующей среды, доли ед.'
После расчета составляющих водного баланса по формуле (2.3) определяют объем воды, необходимый на начало отработки месторождения. Укрупненная схема общего алгоритма расчета оборотной системы водоснабжения приведена на рис. 58.
Согласно анализу водного баланса, возможны следующие случаи.
1.	Если Vh = Vk (в случае SVnp = SVpaCx), отстойник в начале сезона заполняется водой в объеме VK, сброс в течение сезона отсутствует.
2.	Если Vh<Vk (в случае SVnp<SVpaCx), необходимо добавить воду из внешнего источника в объеме (м3)
Va = Vk-Vh.	(8.26)
Схема водоснабжения бессточная.
3.	Если Vh>Vk (в случае SVnp>SVpacx), необходимо сбросить в течение сезона «лишний» объем воды (м3)
Vc = Vh — Vk.	(8.27)
В данной ситуации предельно допустимую концентрацию взвеси в стоках в зависимости qt их объема определяют по уравнению общего баланса дебитов [36]
Сн- (Vp+Vc) =C-Vp + Cc-Vc;	(8.28)
Сс = (Сн • VP + Сн • Vc — С • Vp) / Vc,	(8.29)
134
Рис. 58. Блок-схема общего алгоритма расчета оборотной схемы водоснабжения
где Сн — предельно допустимая концентрация (ПДК) взвешенных веществ в охраняемом водотоке ниже ведения горных работ, кг/м3;
VP — расход воды в реке, участвующей в разбавлении промышленных стоков до норм ПДК, м3/с;
Vc — объем промышленных стоков, м3/с;
С—природная (фоновая) мутность охраняемого водотока, кг/м3;
135
Сс — содержание взвешенных веществ в промышленных ' стоках, кг/м3.
Для рек первой категории по рыбохозяйственному значению СН = С + 0,00025; второй категории — Сн = С + 0,00075; при фоновой мутности более 30 мг/л (0,03 кг/м3) Сн= 1,05-С.
Расход воды в реке, участвующей в смешении стоков,
Vp = y*Qp,	(8.30)
где Qp—расход воды в реке на расчетно-меженный период, м3/с;
у — коэффициент смешения, показывающий, какая часть расхода реки смешивается с промышленными стоками в максимально загрязненной струе данного створа; для проточных водоемов его определяют по методу В. А. Фролова — И. Д. Родзиллера [126] *:
1 _е—
Y = —---И--------Z
l + 2*P.e-«-3/L
(8.31)
где e — основание натурального логарифма;
а — коэффициент, учитывающий гидравлические условия смешения;
L — расстояние по фарватеру от места выпуска промышленных стоков до контрольного створа, м;
a = l-(p-lzE7vr	(8.32)
где 1 — коэффициент, зависящий от места выпуска промстоков (в стрежень реки 1= 1,5; у берега 1 = 1);
Ф— коэффициент извилистости реки;
Е — коэффициент турбулентной диффузии;
<p = L/Lz;	(8.33)
E = Vcp-HCp/200,	(8.34)
где I/— расстояние от места выпуска промстоков до контрольного створа по прямой, м;
VCp — средняя скорость течения водотока, м/с; Нср — средняя глубина водотока, м.
* Принят Министерством здравоохранения СССР (Методические указания для органов и учреждений санитарно-эпидемиологической службы по применению правил охраны поверхностных вод от загрязнения сточными водами. М., 1976) 18.11.76, № 1522—76.
136
9. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ОСНОВНЫХ ПАРАМЕТРОВ ГИДРОТЕХНИЧЕСКИХ СООРУЖЕНИЙ
9.1. Проектирование руслоотводных канав
Исходной информацией для проектирования руслоотводных канав являются максимальный расход воды в реке за период паводков, продольный и поперечный уклоны долины в месте строительства руслоотводной канавы, физико-механические свойства пород. В зависимости от типа используемой техники ширина канавы по дну может быть задана как исходная информация или определяться по формулам с дальнейшим подбором землеройно-транспортной техники для проходки канавы.
Таким образом, при известной величине b (ширины канавы по дну) находят максимально допустимую (неразмывающую) скорость потока в канаве (м/с):
при h/d^600 по формуле Б. И. Студеничникова
Vmax = 3,6#iTdr	(9.1)
при h/d>600 по формуле А. М. Латышенкова
Vmax = 5-d°’3.h0’2,	(9.2)
где h — глубина потока в канаве, м; d — средневзвешенная крупность частиц грунта, м.
Глубина потока воды в канаве
где b — ширина канавы по дну, м (принимается в зависимости от способа проходки канавы и используемой техники); ш — величина заложения стенок канавы, m = ctgcp, где ср — угол заложения откоса стенок канавы, град (табл. 31).
Если величина b не задана в исходной информации, глубина потока воды в канаве (м)
h = 1/	,	(9.4)
V 2 — cos ср
где со — площадь живого сечения потока, м2.
Величина со в зависимости от максимального дебита воды
137
Таблица 31
Величины заложения стенок канавы
Плотная тонкая глина (d<0,005 мм) Плотный суглинок (d от 0,005 до 0,01 мм) Гравий, мелкий галечник (d от 0,5 до 1 мм) Супесчаные породы (d от 0,01 до 0,1 мм) Мелкозернистый песок (d от 0,1 до 0,5 мм)
0,5—1,0
1,0—1,5
1,0—1,5
1,5—2,0
2,0—4,0
Таблица 32
Максимально допустимая скорость потока в канаве, м/с
Мелкий песок	0,40
Супесчаные породы	0,55
Плотный суглинок	0,75
Плотная глина	1,15
Гравий, мелкий галечник	1,40
Таблица
33
Значение коэффициента а
Крупные наносы (более 1 мм)
Средние наносы (от 0,1 до 1 мм) Мелкие наносы (от 0,01 до 0,1 мм) Очень мелкие наносы (менее 0,01 мм)
0,60—0,70
0,54—0,58
0,39—0,41
0,34—0,38
Таблица 34
Коэффициент шероховатости стенок канавы
Плотная тонкая глина	0,020
Плотный суглинок	0,025
Супесчаные породы	0,030
Мелкозернистый песок	0,033
Гравий, мелкий галечник	0,036
138
в расчетном створе (м3/с) и максимальной скорости потока в канаве (табл. 32)
(0 — Qmax/Vmax.	(9-5)
Ширина канавы по дну (м)
b= (со — h2-m)/h.	(9.6)
Незаиливающая скорость потока в канаве (вычисляется в случае пропуска мутного потока)
Vmin = a-h0’64,	(9.7)
где а — коэффициент, зависящий от состава насосов и шероховатости стенок канавы (табл. 33).
Величина смоченного периметра (м)
X = b + 2-h/sin ф.	(9.8)
Гидравлический радиус потока (м)
R = co/X.	,	(9.9)
Скорость течения воды в канаве (м/с)
V=C.yCRT	(9.10)
где С — коэффициент сопротивления движению потока в канаве, м°’5/с; 1к — уклон канавы.
Наибольшее распространение в практике гидротехнического строительства получила формула академика Н. Н. Павловского
C = -~Ry’	(9-П)
где п — коэффициент шероховатости стенок канавы (табл. 34); у — степенной показатель,
у = 2,5-уЁП—0,13 — 0,75-(п — 0,1).
Уклон канавы
к ' 4+ 1,5-/п ’
где I — средний уклон долины реки.
Скорость движения воды в канаве должна быть максимально критической, при которой начинается
стенок канавы, и больше минимально критической, при которой происходит заиливание канав:
Vmin< V< Vmax.	(9.14)
(9.12)
(9.13)
меньше
139
В случае несоблюдения неравенства (9.14) нужно изменить параметр 1к, повторить расчет начиная с формулы (9.10), где новая величина
1к = 1к±Д1,	(9.15)
здесь А! — шаг расчета уклона канавы. Чем меньше выбирается шаг, тем больше трудоемкость и точность расчета.
Режим движения потока в канаве определяют с помощью критерия Рейнольдса
Re = V-R/v,	(9.16)
где v — кинематический коэффициент вязкости, м2/с. При температуре воды около 20 °C v = 0,0131 см2/с.
Критическое число Рейнольдса ReKp = 2300. В случае Re>ReKP наблюдается турбулентный режим движения потока, при Re<ReKp — ламинарный.
Потери напора по длине канавы (м) вычисляют по формуле
hn = V2-L/C2-R,	(9.17)
где L — длина руслоотводной канавы, м, определяется по результатам трассировки канавы с уклоном 1к в плане.
Чтобы найти фактический расход воды в конце канавы, вычисляют потери воды на фильтрацию и испарение (м3/с):
(Эф = Кф-ЬХ;	(9.18)
F-S ^и== 259,2-104 ’	(919)
где Кф — коэффициент фильтрации грунта, м/с; Е — слой испарения воды за месяц, м; S — площадь водного потока в канаве, м2.
Коэффициент фильтрации грунтов (м/сут)
Кф= Ю1’085*1’695'^ d, где d — средневзвешенная крупность грунта, мм.
Площадь водного потока в канаве (м2)
S = B-L,
где В — ширина канавы на уровне воды, м,
В = b + 2 • h/tg (р.
Слой испарения воды за месяц
E = RrdB.(15 + 3.VB),
(9.20)
(9.21)
(9.22)
(9.23)
140
где Ri — коэффициент, зависящий от дефицита влажности, Ri = (103,2188—43,414 - lg dB) -10—2,	(9.24)
dB — среднемесячный дефицит влажности в регионе разработки месторождения, мм (в зависимости от района изменяется от 0,1 до 8 мм): Vb — средняя скорость ветра за месяц на высоте 10 <м (по данным гидрометеослужбы района), м/с.
Фактические дебиты потока в конце канавы (м3/с): в меженный период
Q = Q'- (Qo + Qh);	(9.25)
в паводок
Qmax = QmaxZ (Qcfr + Qii),	(9.26)
где Qz— дебит водотока в меженный период, м3/с; Qmaxz— дебит водотока в паводок, м3/с.
Объем грунта (м3), который необходимо вынуть при проходке канавы,
V = L.(WO + W™),	(9.27)
где Wo — площадь поперечного сечения канавы, м2.
Площадь поперечного сечения руслоотводной канавы определяется графическим или аналитическим методами.
При использовании аналитического метода
WO = WH + WB,	(9.28)
где Wo — общая площадь поперечного сечения канавы, м2; WH — площадь, ограниченная горизонтальной линией и контуром канавы, м2; WB — площадь, ограниченная поверхностью и горизонтальной линией (рис. 59), м2. При горизонтальной поверхности WB = 0;
Параметры руслоотводной канавы
,	(9.29)
где Вк — ширина канавы поверху, м; Нк — глубина канавы от горизонтали, м;
141
(9.30)
(9,31)
(9.32)
BK = B + 2-h3-ctg ср;
HK = h + h3;
w = tgan-BK2 /'	---tgo^----
2	( tg<p — tgan
где an — средний поперечный уклон местности в месте проведения канавы, град.
Величину запаса глубины канавы (h3) принимают при Qmax^l М3/с 0,25 м; При Qmax от 1 до 5 м3/с 0,30 м; при Qmax^5 М3/с 0,35 М.
Площадь поперечного сечения предохранительной площадки (м2)
(9.33)
ш _____ ^Яап’Ьпл2 (л	ап
W ПЛ ~	Q —— • 1
\ tg <Р - tg ап
где Ьпл — ширина предохранительной площадки, м; Ьпл = 0,50— 0,75 м.
9.2.	Пример расчета
Проходка руслоотводной канавы планируется в глинистых грунтах с коэффициентом фильтрации Кф = 0,00004 м/сут. Максимальный дебит водотока (по среднемноголетним наблюдениям) 4,444 м3/с. После трассировки длина планируемой канавы составила 2000 м. Продольный уклон долины реки 0,0022, поперечный 0,015. Дефицит влажности в районе 2,5 мм, средняя скорость ветра на высоте 10 м 2 м/с. Ширина канавы по дну не задана. Крупность транспортируемых в период паводков наносов менее 0-,01 мм.
(0 = 4,444/1,15 = 3,864 м2.
т = 0,75,	ср = arcctg(0,75) =53 град.
/-~3,864-sin 53° = i 486 м .
У 2 - cos 53°
b= (3,864 — 1,4862-0,75)/1,486 =1,49 м.
Vmm = 0,36-1,4860>64 = 0,464 м/с.
Х= 1,49+2- 1,486/sin 53° = 5,2 м.
_____ R = 3,864/5,2 = 0,74 м.
у=2,5-У0,02—0,13—0,75-У0,74- (0,02—0,1) =0,172.
142
с = -оЖ’0’740,172 = 46,074 м°'5/с ‘
0,0022
I = ------= 0 0005
4 + 1,5-]/ 0,02
V=46,074-VO,0005-0,74 = 0,88 м/с.
Условие (9.14) соблюдается:
Vmin = o,464 m/c<V=0,88 M/c<Vmax= 1,15 м/с.
Re = 0,88 - 0,74/ (0,0131 • 10~4) =497000, следовательно, режим движения потока турбулентный. ,	0,882-2000 „„
11(1 46,072-0,74 0,9 М;
Q* = 0,00004 • 2000 • 5,2 = 0,416 м3/сут.
в = 1’49+дЙ^-м«;
5 = 3,7-2000 = 7400 м2. R,= (103,22—43,4-1g2,5) • 10-2 = 0,86.
Е = 0,86-0,0025- (15 + 3-2) =0,045 м/мес.
_	0,045-7400	.. „
Qh =----до----= 11 м3/сут.
Qmax = 4,444— (0,4 +11)/ (3600 • 24) = 4,444 м3/с.
Нк= 1,486+0,3= 1,786 м. Вк = 3,7 +2-0,3'ctg 53° = 4,2 м.
4,2 +1,5 1 с 1 2
WH = —-—“ • 1,79 = 5,1 м2 .
0,015-4,22
WB =-----2---
0,015 1,327-0,015
= 0,13 м2.
Wo = 5,1+0,13 = 5,23 м2. 0,015-0,62	.	0,015	\ nnnQ г
WM = -------— Д 1 + 1)327 _ 0,015) = 0.003 м*.
V=2000-(5,23+0,003) = 10466 м3.
143
9.3.	Расчет устойчивости низового откоса низконапорных насыпных плотин
Для расчета устойчивого низового откоса плотины используют метод Г. Л. Фисенко.
Исходя из положений теории сыпучей среды, элементарные площадки скольжения в однородном массиве горных пород возникают лишь при напряжениях, составляющих величину (т/м2) не менее
o = 2-k-ctg(45°—р/2),	(9.34)
где к—сцепление частиц грунта в теле плотины, т/м2; р — угол внутреннего трения, град.
Величины к и р определяют в результате исследования фи-зико-механических свойств пород, из которых отсыпана плотина. Приближенные значения коэффициента сцепления частиц грунта и угла внутреннего трения можно взять в справочнике Н. В. Мельникова [80].
Принимая поверхность скольжения (ПС) круглоцилиндрической, находят величину вертикального участка кривой скольжения (м):
Hi =1СУ/т,	(9.35)
где у — плотность пород, из которых отсыпана плотина, т/м3, величину определяют в лабораторных условиях.
Согласно исходной информации вычерчивают в масштабе поперечное сечение плотины (рис. 60).
Ширина призмы возможного обрушения а = АВ (м) на верхней площадке
где Нпл — высота плотины, м; ан — угол наклона низового откоса к горизонтали, град (в случае а^О с целью снижения объема работ и затрат на строительство плотины увеличить угол наклона низового откоса и повторить расчет).
Полученную величину а откладывают от верхней бровки откоса плотины (рис. 60). Затем из верхней бровки откоса опустить вертикальную прямую АА' до уровня Hi (линия ММ'). Из точки В опускают перпендикуляр ВВ' до пересечения с линией ММЛ. Под углом 8 = 45°—р/2 к вертикали про
144
водят линию BZCZ, а линию AZC под углом 8 к вертикали и определяют точку С (пересечение с линией BZCZ).
В области правее AZC площадки скольжения наклонены под углом 8 к вертикали, выше AZBZ — направлены по вертикали, между откосом и линией AZC поверхность скольжения принимается круглоцилиндрическая.
Рис. 60. Построение кривой скольжения
Из точки С восстанавливают перпендикуляр к BZCZ1 (линия OZC). В нижней бровке откоса проводят линию NNZ под углом 8 к поверхности откоса, и к этой линии из точки D восстанавливают перпендикуляр DO до пересечения с линией OZC. Полученная точка О является центром искомой цилиндрической поверхности скольжения. При значениях угла внутреннего трения меньше 13° поверхность скольжения захватывает основание плотины.
Степень устойчивости откоса обычно оценивается отношением суммы удерживающих сил к сумме сдвигающих, получившим название коэффициента запаса устойчивости:
/ п	\
tgp- 2 Ni + N0 +k-LK.c
7) = ----^4---------'---:---- ,	(9.37)
2 Ti + То i—1
где tgp — коэффициент внутреннего трения; Nt и Ti — нормальная и касательная составляющие массы отдельного блока, т; Lk.c — длина дуги .кривой скольжения DC, м.
При состоянии предельного равновесия по принятой поверхности скольжения должно выполняться следующее условие моментов удерживающих и сдвигающих сил:
Му^Мс.	(9.38)
10—380
145
Для дальнейших расчетов призму обрушения левее отрезка (рис. 61) разбивают на п равных блоков (чем больше п, тем точнее расчет). Параметры блока CBZ|BF определяют отдельно (присваивают номер 0-го блока).
Рис/ 61. к расчету устойчивости низового откоса плотины
Массу i-ro блока (т) вычисляют по формуле (при решении плоской задачи ширина призмы обрушения вдоль простирания откоса, то есть по оси z, принимается равной 1 м)
Pi-hi-bi-y ;	(9.39)
Po = ho-bo-y,	(9.40)
где hi(h0)—высота i-ro (0-го) блока, м; bi(b0)—ширина i-ro (0-го) блока, м.
Горизонтальное расстояние от центра приложения массы элементарного блока до оси вращения (точки 0) равно аь Тогда момент вращения, создаваемый элементарным блоком (т-м),
Mi = Pi-ai;	(9.41)
Мо = Ро-ао,	(9.42)
где
ai = R-sin фг,	(9.43)
_a0 = R-sin 8,	(9.44)
R — радиус кривой скольжения, м; epi — угол между касательной к точке приложения массы i-ro блока к горизонтали, град.
Касательная составляющая массы отдельного блока (т), действующая по поверхности скольжения в пределах данного блока
Ti = Pi-sin срг,	(9.45)
To = Po-sin 8.	(9.46)
146
Нормальная составляющая массы отдельного блока (т)
Nj = Pi - cos q>i;	(9.47)
N0 = Po-cos 8.	(9.48)
Минимально предельное значение коэффициента запаса устойчивости зависит от класса ответственности отсыпаемой плотины и составляет для плотин 1-й категории 1,30—1,35; 2-й категории 1,20—1,25; 3-й категории 1,10—1,15; 4*й категории 1,05—1,10.
Если расчетное значение г] меньше (больше) нижнего (верхнего) предела данных значений, то необходимо несколько уменьшить (увеличить) угол откоса плотины и повторить расчет.
Состояние предельного равновесия следует проверить по условию (9.38), где
(п	\ п
2 Ti + то = 2 Mi + м0;	(9.49)
i=l	/	i = l
Му = R. (tgp • ( VNj + No) + k-LKJ .	(9.50)
\	\ i=l	/	/
В случае пересечения депрессионной кривой и кривой скольжения нужно учесть площадь, ограниченную этими кривыми, а также откосом и основанием плотины. Коэффициент сцепления и угол внутреннего трения в этой зоне ниже на 20—30%, чем в зоне призмы обрушения, расположенной выше депрессионной кривой. При расчете массы отдельных блоков определяют объем пор, заполненных водой. Масса нижних блоков увеличивается, возрастает момент сдвигающих сил.
9.4. Пример расчета
Плотина отсыпана из лессовидных суглинков с примесью мелкозернистого песка. Угол внутреннего трения грунтов 15,7°, сцепление частиц грунта в теле плотины 0,3 т/м2, плотность 1,243 т/м3. Класс ответственности плотины первый.
Основные необходимые параметры: высота плотины 4 м,
ю*
147
угол низового откоса 23,1°. Необходимо проверить данную плотину на устойчивость.
o = 2-0,3-ctg(45°—23,1°/2) =0,792 т/м2;
2-4-	Hi = 0,792/1,243 = 0,637 м; ^etg23,r.lg(23'1°+'.^y	- 2-0,637
/	1 5 7° \	/
ctg[45°--^-l+tg
= 6,072 м.
23,1°+15,7‘ 2
Графическим методом определяют длину кривой скольжения и ее радиус:
Ьк.с= 10,57 м; R = 9,05 м.
Возможную призму обрушения разбивают на 5 расчетных блоков без учета 0-го блока. После определения нормальных и касательных составляющих массы отдельных блоков вычисляют коэффициент запаса устойчивости: т] = 1,31, который соответствует для плотины данной категории.
Условие (9.38) соблюдается:
Му = 67,82 т-м>Мс = 51,8 т-м.
Таким образом, угол низового откоса плотины данной категории обеспечивает необходимую устойчивость. Если величина т] больше приведенных интервалов для соответствующей категории плотин (гл. 9.3), то угол низового откоса нужно несколько увеличить. Последнее обеспечит снижение объема работ по отсыпке и уплотнению грунтов плотины.
10.	ПРОМЫШЛЕННОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ СИСТЕМ ОБОРОТНОГО ВОДОСНАБЖЕНИЯ ПРОМЫВОЧНЫХ УСТАНОВОК
10.1.	Краткая горно-геологическая характеристика объектов исследования
Промышленные исследования по переводу промывочных установок на оборотные схемы водоснабжения проводили на месторождениях комбината «Куларзолото» производственного объединения «Якутзолото».
148
Месторождения сложены осадочными породами Верхоянского комплекса, представленными осадками верхней перми, нижнего и верхнего триаса, которые смяты в антиклинальную складку северо-восточного простирания. Основная площадь месторождений повсеместно перекрыта рыхлыми отложениями — галечником с цементирующим составом из глины, песка и льда. К этому слою приурочена золотоносность. На большей части месторождений слой галечников перекрыт покровными илисто-льдистыми образованиями, мощность* которых зависит от положения отдельных участков в рельефе долины. В большинстве случаев эти отложения содержат большое ко
личество повторно-жильных льдов в виде клиновидных трещин различной мощности и ориентации. Нередко такие льды рассекают покровные отложения на всю их мощность и даже проникают в подстилающий аллювий и коренные породы. Характерный литологический разрез рыхлых отложений приведен в табл. 35.
Разрабатываемые металлоносные пески месторождений северного региона Якутской АССР различаются гранулометрическим составом в широких пределах (рис. 62). По результатам проведенных опробований, содержание наиболее трудно-осаждаемых фракций (менее 5 мкм) составляет в песках от 3,5 до 32,5%. Валунистость песков небольшая, содержание фракций -4-100 мм не бо
Рис. 62. Гранулометрическая характеристика песков россыпных месторождений
лее 7%. Последнее объясняется интенсивной сапро-литизацией -при выветривании пород, что приводит к ее дезинтеграции [19].
Таким образом, гранулометрический состав исходных песков с учетом значительного расхождения в содержании илистоглинистых частиц по месторождениям должен стать определяющим фактором при проектировании схем оборотного водоснабжения промывочных установок.
149
Таблица 35
Типовой литологический разрез рыхлых отложений
Условное обозначение
Мощность, м
Глубина залегания, м
Характеристика отложений
Почвенно-растительный слой с песком и илом
Алевролиты с клиньями (линзами, жилами) повторно-жильного льда различной мощности * и ориентации. Покровные льдистые иловатые супеси озерно-аллювиального генезиса
Аллювиальные отложения, представленные среднеокатанной галькой песчано-глинистых сланцев темно-серого цвета с единичными мелкими валунами кварца. Окатан-ность слабая. Весь слой сцементирован супесью и льдом
Горизонт трещиноватых коренных пород (плотик) представлен трещиноватыми черными песчано-глинистыми сланцами, мелко-зернистым пирити-зированным песчаником. Местами химически выветрен и превращен в глинистую массу
150
10.2.	Промышленное исследование систем оборотного водоснабжения
Исследования оборотного водоснабжения промывочных установок производили на месторождениях «Кристалл», «Этти-нях», «Солуур» и «Бургуаат» комбината «Куларзолото». Схемы водоснабжения промывочных установок по этим месторождениям представлены на рис. 63, 64, 65 и 66. Источниками водоснабжения указанных объектов являются реки Суор-Уйалаах, Солуур, Бургуаат, ручей Эттинях. Средний дебит воды в них колеблется от 0,02 м3/с в меженный период до 5 м3/с в период половодья или дождевых паводков.
Промприборы № 49, 50, 51 месторождения «Кристалл» работали, в комплексе с одним отстойником (см. рис. 63). Объем отстойника около 240 тыс. м3 со средней глубиной 1,8 м. Отстойник расположен в русле р. Суор-Уйалаах (река отведена по руслоотводной канаве) и ограничен верхней и нижней водоудерживающими дамбами. Водозабор оборотной воды на насосной станции осуществлялся в нижней части отстойника с глубины 2,5—3,0 м. Для улучшения организации работ по промывке песков промприборы были установлены на косогоре в 100—150 м от отстойника. Слив с колоды шлюзов по сплоткам поступал непосредственно в отстойник, при этом значительно уменьшились затраты времени на уборку эфелей
ПромпраборЫ ПГб-ЮОО
О Масштаб'
Рис. 63. Схема водоснабжения промывочных установок месторождения «Кристалл»
151
Рис. 64. Бессточная схема водоснабжения промывочной установки на месторождении «Эттинях»
Рис. 65. Схема водоснабжения на месторождении «Бургуаат»
Нижний участок
Рис. 66. Схема водоснабжения на месторождении «Солуур»
Верхний участок
и галечных отвалов, так как отсыпка последних производилась под уклон. Длина пути осаждения взвешенных частиц в отстойнике по промывочным установкам в среднем составила 300—320 м.
Промприбор № 52 месторождения «Эттинях» до середины промывочного сезона работал по прямоточно-оборотной схеме водоснабжения. Затем русло ручья Эттинях отведено по руслоотводной канаве за пределы отстойной зоны, а промприбор переведен на оборотное бессточное водоснабжение с применением в качестве коагулянта ПХМ (см. рис. 64). Объем отстойника составил около 10 тыс. м3, глубина 2,0—2,2 м. Первоначальный расход реагента 1500 кг, ежесуточный 60—70 кг. Рабочую концентрацию реагента в воде отстойника определяли по скорости коагулирования взвешенных частиц. Растворение и подача реагента производились в месте слива пульпы со шлюзов. Взвешенные частицы под действием реагента осаждались, образуя слой осветленной воды (мутностью 200—250 мг/дм3) глубиной 1,5 м по зеркалу отстойника [55]. Сброса воды из отстойника в ручей не было.
Промприборы № 7 и № .8 месторождения «Бургуаат» работали по схеме полного оборотного водоснабжения с использованием в качестве коагулянта ПХМ (см. рис. 65). Промприбор № 7 работал с предварительным обезвоживанием эфельных хвостов при помощи спирального классификатора КСН-20. Отстойник объемом около 50 тыс. м3 был разделен дамбой из галечных отвалов. Промстоки от промприборов, поступая в первую часть отстойника, дренировали через тело дамбы во вторую часть, где расположена насосная станция. После кольматажа дамбы слив из первой части во вторую осуществлялся в конце разделительной дамбы с глубины не более 0,5 м. В место слива подавался реагент, общий расход которого за сезон составил 3500 кг. Сброса стоков в р. Бургуаат не было.
Промприборы № 58—64 на месторождении «Солуур» работали по схеме с полным оборотом технологической воды (см. рис. 66). В течение всего сезона на промывочных установках применялся реагент, расход которого составил по 10000 кг на каждый участок. Раствор реагента подавался со стоками промприборов № 59, 60, 61 на нижнем участке и 62, 63, 64 на верхнем.
Таким образом, начиная с 1978 г., комбинат по рекомендациям Красноярского института цветных металлов стал переводить промывочные установки на замкнутый цикл водоснаб
153
жения. В 1981 г. по оборотным схемам водоснабжения работало 90% промывочных установок.
Анализ загрязненности водной системы при внедрении оборотного водоснабжения промывочных установок показывает, что на некоторых водотоках достигнуты нормы ПДК по взвешенным веществам ниже горных работ. Но по многим водотокам нормы ПДК не достигнуты вследствие размыва ранее отложившихся илисто-глинистых фракций в руслах рек при работе промывочных установок по прямоточным схемам водоснабжения. Например, по р. Г за два месяца 1979 г. мутность водотока снизилась на 372 мг/дм?. В среднем по всем водотокам комбината «Куларзолото» мутность воды ниже ведения горных работ в 1981 г. снизилась по сравнению с 1979 г. с 2058,5 до 388,88 мг/дм3.
Исследование химического состава воДы производилось в Якутской республиканской СЭС и в Свердловском НИИ гигиены труда и профзаболеваний [99]. Анализ результатов исследований показывает, что лимитирующий показатель вредности (ЛПВ) ниже впадения стоков по р. Яна и в устье р. Г находился в пределах норм ПДК. По всем токсичным ингредиентам нормы соблюдаются в реке ниже горных работ и в отстойнике при работе с естественным осаждением взвешенных веществ и с интенсификацией осаждения взвеси с помощью ПХМ.
Таким образом, применение в качестве коагулянта ПХМ по Куларскому региону не приводит к нарушению санитарных норм по химическим ингредиентам в воде охраняемых водотоков ниже горных работ и в воде отстойников оборотного водоснабжения.
Наблюдения за динамикой мутности оборотной воды промывочных установок, работающих по оборотным схемам водоснабжения, проводили в течение всего промывочного сезона на трех отстойниках с естественных осветлением технологической воды и на двух — с использованием плава хлоридов металлов. Результаты наблюдений представлены на рис. 67. Как видно из графиков, происходит постепенное накопление взвешенных веществ с увеличением циклов водооборота. Однако изменение мутности происходит не по линейному закону, а с постепенным процессом стабилизации накопления взвеси. Обработанные на ЭВМ результаты наблюдений подтвердили закономерность динамики мутности оборотной воды, полученной на модели в лабораторных условиях (см. гл. 6).
154
30
Рис. 67. Динамика содержания взвешенных веществ в оборотной воде промывочных установок без применения (а) и с применением (б) реагента
В промышленных условиях максимальное содержание взвеси в оборотной воде промывочных установок (в воде дражного разреза) на конец отработки колеблется в широких пределах — от 1—10 [47], 15—18 г/дм3 J100] до 100—200 [13, 68], 160—300 [98], 400 г/дм3 [44]; по данным наблюдений— от 10 до 27 г/дм3, а по результатам отдельных проб — до 100—120 г/дм3; оно зависит от содержания глинистых включений в разрабатываемых песках, степени их дезинтеграции при промывке, выноса тонкодисперсных фракций в отстойные зоны и степени очистки в них, а также от загрязнения воды на шлюзах, при которых потери металла с галей и эфелем минимальны (см. гл. 7.5).
155
11.	СПОСОБЫ ВОДОЗАБОРА ПРИ ОБОРОТНОМ ВОДОСНАБЖЕНИИ ДОБЫЧНЫХ И ОБОГАТИТЕЛЬНЫХ УСТАНОВОК
Одним из основных факторов . эффективности работы отстойников оборотного водоснабжения является гидравлический режим, от которого в основном зависит осветление подаваемой в оборот воды. В свою очередь на оптимальный режим работы отстойников оказывает влияние-обеспечение правильного забора технологической воды из отстойной зоны.
Анализ работы промывочных установок показал, что независимо от гранулометрического состава отрабатываемых песков и параметров гидротехнических сооружений применяется глубинный способ'забора технологической воды (рис, 68). В некоторых случаях под всас насосной станции сооружают зумпф глубиной 1,5—2 м с целью предотвращения его заиливания. Общая глубина водозабора h при таком способе составляет от 1,5 до 5—6 м (в среднем 3—3,5 м) и изменяется от глубины отстойника Н, то есть h = H — 0,5-е-1,0 м [51].
Рассматривая глубинный водозабор, отметим, что водный поток обладает вполне определенными физическими свойствами, которые зависят от его структуры. Каждый случай — движение чистой воды, движение потока, насыщенного песчаными или глинистыми частицами — характеризуется определенной плотностью или вязкостью исследуемой жидкости: чем больше насыщен поток глинистыми частицами, тем больше его вязкость и плотность [130], а последнее влияет на свойства течения. Например, сильно насыщенный мельчайшими наносами поток, поступая в отстойник, заполненный чистой водой, опускается в его нижние слои и образует так называемое донное течение плотного потока (см. рис. 68) [70], над которым располагается более легкая (с толщиной, возрастающей по мере увеличения глубины) среда водоема, ее движением можно пренебречь [62].
Донные течения имеют устойчивый характер. Поверхность раздела между донным течением и вышерасположенной средой также устойчива. Процессы диффузии, турбулентного перемешивания через граничную поверхность незначительны, и обе среды практически можно считать изолированными (при характере устойчивого донного течения) [62].
Потоки плотности вызываются также разницей температуры воды в отстойной зоне и в очищенных стоках [21, 24, 62, 156
127]. По данным исследований Фан-Гуан-чу [127], поток плотности появляется при концентрации взвешенных веществ 1300 мг/дм3. Перепад температуры ±0,1 °C соответствует разнице удельного веса в 0,002, или содержанию взвеси
Рис. 68. Распределение потоков плотности при глубинном способе водозабора
320 мг/М3. И. И. Леви отмечает, что .минимальное насыщение потока, при котором образуется донное течение, можно принять равным 1000 мг/дм3 [6]. Таким образом, донные течения существенно изменяют гидравлический режим отстойника, обусловливают специфическую картину в районе водозаборных сооружений и заметно влияют на качество воды в водоеме и водозаборных сооружениях.
Аналогичные данные получены при моделировании отстойников оборотного водоснабжения с различными способами водозабора (см. рис. 35): глубинном и поверхностном всасе; с использованием трубного слива и подводного экрана (дамбы). Таким образом, характер изменения концентрации взвешенных частиц в объеме отстойной зоны является прямым следствием протекающих в ней гидравлических процессов [51].
Потоки плотности значительно снижают эффективность работы отстойных сооружений, ведут к интенсивному нарастанию содержания взвешенных веществ в технологической воде. Последнее является причиной значительных потерь металла при гравитационном обогащении и износа насосного оборудования. Следовательно, при значительном содержании мелких фракций в песках (более 10% класса —0,074 мм) применять глубинный водозабор не рекомендуется, так как дон
157
ный поток препятствует осаждению взвешенных веществ, что приводит к быстрому их накоплению в оборотной воде, а также способствует заиливанию водозаборного зумпфа или всаса насосной станции. Верхние слои отстойника в работе не участвуют, тем самым снижая его полезный объем на 25— 30%. Изменение уровня воды в отстойнике не влияет на работу насосной станции, что является преимуществом данного способа водозабора.
В случае сильного загрязнения нижних слоев отстойника необходимо забирать воду из верхнего слоя, где она« более чистая. При этом нежелательно попадание воды из нижних слоев в водозаборное сооружение. Такой способ забора воды называется поверхностным. Поверхностный водозабор можно разделить на два типа: с применением водозаборных сооружений и без их применения (классификация способов забора технологической воды из отстойника при работе драг, гидравлик и промывочных установок на оборотных схемах водоснабжения показана на рис. 69).
Рис. 69. Способы водозабора при оборотном водоснабжении драг, гидравлик и промывочных установок
К водозаборным сооружениям относятся:
1. Водозаборные ящики (лари), подводные дамбы или искусственные перемычки.
2. Устройство внешнего зумпфа или вторичного отстойника с поверхностным сливом технологической воды из основного отстойника.
158
Перечисленные в п. 1 водозаборные сооружения служат своеобразным препятствием (экраном) для донного потока. Водозаборные лари имеют различную конструкцию и в общем случае представляют собой ящик с опущенным во внутрь всасом насосной станции. Водозаборный ларь устанавливают на дне отстойника или крепят непосредственно к всасу. Порог слива при использовании водозаборных ларей, подводных дамб или искусственных перемычек (окаймляющих насосную станцию со стороны отстойной зоны) составляет 0,3—0,5 м. Поднимая и опуская водозаборные лари, порог слива можно изменять в зависимости от колебаний уровня воды в отстойнике. Чем меньше порог слива, тем эффективнее работа водозаборных сооружений. При глубине отстойника более 2,5— 3,0 м строительство подводных дамб нерационально, поскольку они занимают значительную часть полезного объема отстойника. При наличии в плане отстойника сужений или отсутствии материала для подводных дамб поверхностный водозабор можно осуществлять с помощью искусственных пере-мычек^ представляющих собой сваи, вбитые на расстоянии друг от друга 2,5—3,0 м и обшитые со стороны отстойной зоны досками. Порог слива регулируется верхними досками.
При использовании внешнего зумпфа или вторичного отстойника (объем которых должен составлять, соответственно, 0,3 и 0,6 суточной производительности насосной станции по оборотной воде) поверхностный слив технологической воды из основного отстойника осуществляется с помощью шандорных колодцев, сифонов, трубных сливов или сплоток, а также с использованием дренажа. Наиболее эффективную селективность водозабора обеспечивают шандорные колодцы, трубные сливы и сплотки. Порог слива в данном случае может составить 0,2—0,3 м. Данный тип водозабора рекомендуется применять при значительном содержании тонкодисперсных фракций в промываемых песках и большой нагрузке отстойника, то есть на отстойник средних размеров (50—60 тыс. м3) должно работать несколько гидравлик или промывочных установок с общей производительностью по воде 15—20 тыс. м3 в сутки. При применении сифонов и дренажных дамб захватываются более плотные слои воды. Однако дренаж обеспечивает дополнительную очистку оборотной воды от взвесей. К недостаткам использования дренажных дамб относятся их кольматаж тонкодисперсными частицами и флокулами при использовании химического способа очистки оборотной воды.
159
Преимущество плавающего всаса или плавающих насосных станций—это постоянно установленный по глубине водозабор при колебании уровня воды в отстойнике. Использование плавающих всасов наиболее эффективно у стационарных и плавающих насосных станций в комбинации с другими типами водозаборных сооружений, особенно при наличии вторичного отстойника. Подробно применение плавучих насосных станций отражено в литературе [94].
Выбор типа водозаборных сооружений зависит от гранулометрического состава разрабатываемых песков, объема отстойника, расхода оборотной воды, необходимой степени ее осветления. Определяющим фактором является технико-экономический расчет. Для предотвращения перелива воды через тело дамбы необходимо предусмотреть ее аварийный сброс, который можно осуществить с помощью отдельной ветви водовода от насосной станции.
Таким образом, правильный выбор и проектирование типа водозабора при оборотном водоснабжении гидравлик и пром-приборов позволит значительно снизить содержание взвешенных веществ в оборотной воде, используемой для промывки и обогащения металлоносных песков; рационально использовать объем отстойника; предотвратить простои гидравлик и промывочных установок вследствие заиливания всаса насосных станций.
12. РАСЧЕТ ЭКОНОМИЧЕСКОЙ ЭФФЕКТИВНОСТИ ПРИ ПРОЕКТИРОВАНИИ СИСТЕМ
ОБОРОТНОГО ВОДОСНАБЖЕНИЯ
Технико-экономическую оценку мероприятий по охране поверхностных вод от загрязнения сточными водами можно осуществить по методике, разработанной А. М. Романенко и Т. Л. Брук-Левинсоном [107]. Методика одобрена Госкомитетом Совета Министров БССР по охране природы и ученым советом ЦНИИ комплексного использования водных ресурсов (ЦНИИКИВР) Минводхоза СССР. Сущность методики заключается в определении наиболее выгодного варианта водоснабжения промывочных установок, при котором достигается
160
минимум приведенных затрат, с учетом ущерба, наносимого народному хозяйству, из условия [107]
3 = С + ЕН - K+I->min,	(12.1)
где 3 — приведенные затраты; С — эксплуатационные затраты; К — капитальные затраты; Ен — нормативный коэффициент эффективности капиталовложений; I — ущерб, наносимый народному хозяйству сбросом неочищенных или неполностью очищенных сточных вод.
Под ущербом от загрязнения водных объектов следует понимать прямые потери, которые нанесены в зафиксированный момент времени и окажут влияние на хозяйственную деятельность'через определенный период [108]. Экономический ущерб народному хозяйству, наносимый загрязненными стоками промышленных предприятий, заменен в методике платой за .неиспользованную воду; При установлении платы за сброс сточных вод следует исходить из стоимости необходимой свежей воды на разбавление стоков как показателя, более реально характеризующего процесс борьбы с загрязнением водных ресурсов и доступного для определения.
Размер платы за воду Рв для потребителя складывается из трех основных частей [107]:
Рв = Рф.б+ SA + a* Рк,	(12.2)
или
Рв = Sn + C/W+ [Ен• (К-Кс) -Рч.д+Рп.т]/W+ 5д+а• Рк, (12.3) где Рф.б — стоимость франко-берег источника; SA — затраты, связанные с доставкой воды к месту потребления; а — коэффициент, учитывающий долю безвозвратно расходуемой воды (а = (Q3a6—Qc6P)/Q3a6); Рк —расходы на компенсацию безвозвратно расходуемой воды; Sn — общегосударственные затраты на изучение и охрану водных ресурсов (первоначальные затраты), величина Sn равна 0,0015 коп/м3 по поверхностным источникам для потребителей, сбрасывающих чистые воды, и 0,07 коп/м3 для потребителей, сбрасывающих загрязненную воду; С — издержки, связанные с содержанием источника воды; W — объем воды, возможный для использования по режиму, необходимому водопотребителям; К — капитальные затраты на создание источника воды; Кс — капитальные затраты, сэкономленные в других отраслях народного хозяйства в связи с созданием источника воды; Рч.д — чистые доходы, получаемые от использования воды в источнике и благодаря улучшению ландшафта в связи с созданием источника 11-380	1б1
воды; Рп.т — потери чистого дохода в различных отраслях народного хозяйства в результате создания источника воды.
Анализ формулы (9.3) показывает ее универсальность при .определении цены на воду. В нашем случае, когда источником является река и для организации забора воды не требуются затраты по самому источнику, цену воды определяют так [107]:
Рв = Рф.б = 5п.	*	(12.4)
С целью повышения заинтересованности производственных объединений, рационального использования природных ресурсов на основании постановления ЦК КПСС и Совета Министров СССР от 12 июля 1979 г. № 695 «Об улучшении планирования и усилении воздействия хозяйственного механизма на повышение эффективности производства и качества работы» признана необходимость ввода за счет себестоимости продукции платы за воду, забираемую промышленными предприятиями из водохозяйственных систем [38]. Письмом Госкомцен СССР, Минфина СССР, Госплана СССР и Минвод-хоза СССР от 2 февраля 1981 г. № 10-17/466 «О порядке и сроках введения платы за воду, забираемую промышленными предприятиями из водохозяйственных систем» плата за воду введена с 1 января 1982 г. [38]. Постановлением Госкомцен СССР от 14 апреля 1981 г. № 377 плата для северных и восточных районов страны составила 0,1 коп. за 1 м3 потребляемой воды; для бассейна озера Байкал 2 коп.; бассейна Карского моря: р. Обь (от истоков до г. Новосибирска) с бассейнами рек Иртыш, Бия, Катунь, Алей, Ишим, Томь — 0,98 коп.; р. Тобол—1,18 коп.; рек Тура, Илеть, Миасс — 1,13 коп.; рек Ангара, Енисей (до г. Красноярска) —0,3 коп.
Хорошим пособием для экономической оценки являются положения по определению экономической эффективности оборотных систем водоснабжения, предотвращающих загрязнение водоемов на обогатительных фабриках горной химии. Они разработаны Всесоюзным научно-исследовательским институтом экономики и управления водного хозяйства (ВНИИЭУВХ) Министерства водного .хозяйства СССР [85]. Для разработки россыпных -месторождений экономическую эффективность можно определить по формуле
Э = ЕН- (Ki-K2)+ (3:-32) + (В1-В2) + (Ц2-Ц1), (12.5) где Ен — нормативный коэффициент эффективности капитальных вложений; Кь Кг—капитальные затраты сравниваемых 162
Та б л и ц а 36
Пример расчета экономической эффективности
Содержание глинистых включений в разрабатываемых песках, %	Объем отстойника, тыс. м3		Начальное водопотребле-ние, тыс, м3		Мутность водотока ниже горных работ, мг/дм3	Вр, тыс. руб.	Затраты на водо-потребление, тыс. руб.		Капитальные затраты, тыс. руб.	
	1	2	1	2			В1	в2	К1	К2
10	67	30	67	15	101,7	0,43	0,50	0,015	62,6	41,0
20	80	45	80	15	110,2	4,32	. 4,40	0,015	71,1	50,0
30	136	58	136	15	125,0	10,80	10,94	0,015	104,0	59,0
40	193	71	193	15	145,5	19,44	19,63	0,015	143,0	66,8
50	251	86	251	15	173,8	31,53	31,78	0,015	176,2	77,0
, 60	310	too	310	15	207,8	46,22	46,53 Пр	0,015	214,0 одолжение т		84,2 ' а б л. 36
3Р, руб.	Эксплуатационные затраты, тыс. руб.		Мутность воды на шлюзах, г/дм3		Планируемые потери металла с эфе-лем, %			Э (без учета повышения извлечения), тыс. руб.	Прогноз повышения извлечения, %
	э.	32	1	2	1	2		
360	84,80	84,66	40	41	3,5	3,5	3,88	—
450	'	85,40	84J5	67	60	3,5	3,5	7,92	—
540	86,00	-	k 85,34' -		80	4,2	4,0	18,33	0,2
630	96,60	' 85,4.3'	- 11.3	80	4,5	4,0	42,23	0,5
720	97,20	86,12	:	137	90	5,7	4,0	57,74	1,7
810	97,80	86,21	156	90	7,5	4,0	77,57	3,5
вариантов расчета отстойников, руб.; Зь Зг — эксплуатационные затраты, руб.; Вь В2— затраты на водопотребление, руб.; Ц1, Ц2 — товарная продукция, руб.;
К1,2=Кн+Кт + Кк,	(12.6)
где Кн — затраты на сооружение насосной станции, руб.;
Кт — затраты на водопровод, руб.;
Кк — затраты на проходку нагорной канавы и руслоот-вод, руб.;
31>2 = 3э+3д+3р,	(12.7)
где Зэ — затраты на электроэнергию, руб.; Зд — затраты на отсыпку дамбы, руб.; 3Р— затраты на приобретение и доставку коагулянта и флокулянта, руб.;
В1>2 = Вн + Вр,	(12.8)
где Вн — начальные затраты на водопотребление, руб.; Вр — затраты на воду, необходимую для разбавления стоков до норм ПДК, руб.;
Ц1,2 = Цоп-М1,2,	(12.9)
где Цоп — оптовая цена за металл, руб/кг; Mi,2 — количество добытого метала, кг.
Пример расчета
Основная исходная информация: объем промывки 100000 м3; удельный расход воды, подаваемой на промывку, 15 м3/м3; расстояние от промывочной установки до отстойника 100 м; уклон местности 0,015; минералогический состав глинистых фракций: кварц 40%, слюда 4%, каолинит 10%, монтмориллонит 6%, иллит 10%, другие 30%; удельная плотность фракций 2,5 г/см3; число рабочих дней 100; дебит охраняемого водотока 5 м3/с; фоновая мутность 100 мг/дм3; категория реки 1. Предусматривается работа без реагента (вариант 1).и с коагулянтом ПХМ (вариант 2). Результаты расчета сведены в табл. 36.
ЛИТЕРАТУРА
1.	Александров Н. Н., Алексеев А. Д. Разработка месторождений золота и платины гидравлическим способом. М.: ЦНИИ и ТЭИЦМ, 1966. 68 с.
164
2.	А л е к с е е в А. Д. Использование оборотной воды при гидравлической разработке россыпных месторождений//Колыма. 1966. № 9. С. 14—17.
3.	А н д р е е в М. М. Определение обеспеченности водой промывочных установок, работающих на оборотной воде /’/ Колыма. 1966. № 3. С. 10.
4.	Б а г а з е е в В.. К. Исследования на дражных разработках Урала осветления сточных вод путем устройства отстойных прудов и определение условий их сброса: Автореф. дис. ...канд. техн. наук. М., 1978. 23 с.
5.	Барабанов В. Д. Совершенствование технологии извлечения золота и платины из россыпных месторождений: Автореф. дис. ... канд. техн, наук. Свердловск, 1971. 26 с.
6.	Б е р е з а А. И. Вопросы гиравлики горизонтальных отстойников. Саратов: Изд-во Саратов, ун-та, 1966. 179 с.
7.	Богданов Е. И. Оборудование для транспорта и промывки песков россыпей. М.: Недра, 1978. 240 с.
8.	Бронштейн И. Н., Семендяев К. А. Справочник по математике. М.: Наука, 1980. 976 с.
9.	В е й ц е р К). И., К о л о б о в а 3. А. Осаждение коагулирующих суспензий // Сб. науч, работ АКХ РСФСР. Водоснабжение. М., 1960. Вып. I. С. 56—73.
10.	Великанов М. А. Движение наносов. М.: Речиздат, 1948. 210 с.
11.	Венецкий И. Г., Венецкая В. И. Основные математикостатистические понятия и формулы в экономическом анализе. М.: Статистика, 1979. 447 с.'
12.	Венецкий И. Г., К и л ь д и ш е в Г. С. Теория вероятностей и математическая статистика. М.: Статистика, 1975. 264 с.
13.	Водоснабжение и очистка сточных вод при разработке россыпных месторождений / В. В. Назаров, Ю. М. Чикин, В. Р. Личаев и др. М.: Недра, 1975. 184 с/
14.	В о л н и н Б. А., С а р в и н Г. Т. Именение некоторых параметров материалов по длине пляжа намыва хвостохранилищ// Горный журн. 1974. № 11. С. 65—66.
15.	Волнин Б. А., Тхай фунг Нэ. Некоторые результаты намыва суглинистых грунтов // Гидротехн. стр-во. 1965. № 3. С. 13—15.
16.	Ворончихин Г. Н. Исследование особенностей работы драг глубокого черпания: Автореф. дис.... канд.. техн. наук. Свердловск, 1967. 23 с.
17.	Гальперин А. М. Специальные вопросы инженерной геологии при гидромеханизации открытых разработок. М.: МГИ, 1974. 71 с.
18.	Гальперин А. М., Шафаренко Е. М. Реологические расчеты горнотехнических сооружений. М.: Недра, 1977. 246 с.
19.	Геология оловянных россыпей СССР, их поиски и оценка. /Под ред. С. Ф. Лугова. М.: Недра, 1979. 295 с.
20.	Гнедин К. В. Режим работы и гидравлика горизонтальных отстойников. Киев: Буд1вельник, 1974. 223 с.
21.	Городищер 3. Я. Влияние температуры воды на работу очистных водопроводных сооружений // Сб. тр. ЛНЙИКХ. Водоснабжение. Л., 1950. Вып. 1. С. 16—32.
22.	Грунтоведение/Е. М. Сергеев, Г. А. Голодковская, Р. С; Зиангиров и др. М.: Изд-во МГУ, 1973. 387 с.
23.	Гу хм ан А. А. Введение в теорию подобия. М.: Высш. шк. 1973. 295 с.
24.	Демура М. В. Горизонтальные отстойники. Киев: Госстройиздат УССР, 1963. 55 с.
165
25.	Д о б к и н Э. Л., Сазонов Г. Т. Исследование на крупномасштабных моделях гидравлического режима и расчет .отстойных прудов хвостохранилищ//Цв. металлургия. 1970. № 22. С. 47—50.
26.	Дробаденко В. П. Расчет основных параметров отстойного пруда//Колыма. 1974. № 9. С. 38—40.
27.	Е в д о к и м о в П. Д., С а з о н о в Г. Т. Проектирование и эксплуатация хвостовых хозяйств обогатительных фабрик. М.: Недра, 1978. 439 с.
28.	Е г о р о в А. И. Расчет открытых горизонтальных отстойников для осветления воды с учетом ветрового воздействия [J Тр. ВОДГЕО. М., 1967. Вып. 15. С. 75—89.
29.	Е г у п о в П. Е. Влияние загрязненности оборотной воды на процесс улавливания полезного минерала при обогащении песков // Колыма. 1955. № 3. С. 16—17.
30.	Емельянов В. И. Технология бульдозерной раработки вечномерзлых россыпей. М.: Недра, 1976. 287 с. .
31.	Жуков А. И. Влияние скоростей потока в отстойниках на их эффективность. М.: Госстройиздат, 1934. 28 с.
32.	Жуков А. И., Монга йт И. Л., Родзиллер И. Д. Методы очистки производственных сточных вод. М.: Стройиздат, 1977. 204 с.
33.	3 а м а р и н Е. А. Проектирование гидротехнических сооружений. М.: Сельхозиздат, 1961. 228 с.
34.	3 у б ч е н к о Г. В., А г е е н к о в А. В. О методике проектирования водоохранных сооружений приисков/7 Колыма, 1974. № 8. С. 40—42.
35.	3 у б ч е н к о Г. В. Исследование способов защиты рек от загрязнений путем совершенствования водно-хвостовых хозяйств при бульдозерной разработке вечномерзлых россыпных месторождений: Автореф. дис. ... канд. техн. наук. М., 1973. 20 с.
36.	3 у б ч е н к о Г. В., С у л и н Г. А. Рациональное использование водно-земельных ресурсов при разработке россыпей. М.: Недра, 1980. 238 с.
37.	И б а д-3 аде Ю. А., Н у р и е в Ч. Г. Отстойники речных водозаборов. М.: Стройиздат, 1979. 168 с.
38.	Инструкция о порядке исчисления и сроках внесения в бюджет платы за воду, забираемую промышленными предприятиями из водохозяйственных систем. М.: М-во финансов СССР. 1981. № 124. С. 11.
39.	Использование флокулянта для интенсификации процессов гидрорт-валообразования/В. ,П. Дробаденко, Е. К. Клубничкин, Г. М. Луцкий и др.//Разработка россыпных месторождений. М., 1977. С. 64—67.
40.	Исследование влияния плава хлоридов металлов на очистку сточных вод и дезинтеграцию песков при оборотном водоснабжении промпри-боров: Отчет по НИР / Краснояр. ин-т цвет, металлов. Рук. Т. С. Потапова. Тема 447-ГО-12. Per. № 76013850. Красноярск, 1977. 129 с.
41.	Исследование влияния плава хлоридов металлов на очистку сточных вод и дезинтеграцию песков' при оборотном водоснабжении промпри-боров: Разработка и промышленное внедрение схем оборотного водоснабжения промприборов ш. Омолой: Отчет по НИР / Краснояр. ин-т цвет, металлов. Рук. Т. С. Потапова. Тема 447-ГО-12. Per. № 76013850. Красноярск, 1978. 54 с.
42.	Исследование влияния плава хлоридов металлов на очистку сточных вод и дезинтеграцию песков при оборотном водоснабжении промприборов: Разработать и провести испытание технологических схем водоподготовки и водоснабжения с учетом особенностей методов обогащения песков: Отчет по НИР /Краснояр. ин-т цвет, металлов. Рук. Т. С. Потапова. Тема 447-ГО-12. Per. № 76013850. Красноярск, 1979. 124 с.
166
43.	Исследование влияния плава хлоридов металлов на очистку сточных вод и дезинтеграцию песков при оборотном водоснабжении промприборов: Внедрение бессточных оборотных схем водоснабжения промприборов с применением плава хлоридов металлов: Отчет по НИР /Краснояр. ин-т цвет, металлов. Рук. Т. С. Потапова./Гема 447-ГО-12. Per. № 76013850. Красноярск, 1980. 71 с.
44.	Исследование возможности осветления воды в дражном разрезе и улучшения промывки глинистых песков /С. М. Шорохов, Т. С. Кабакова, Я. И. Иващенцев и др.//Колыма. 1972. № 4. С. 14—16.
45.	Исследование и испытание бессточных схем водоснабжения промприборов с использованием в качестве коагулянта плава хлоридов металлов: Отчет по НИР /Краснояр. ин-т цвет, металлов. Рук. Т. С. Потапова. Тема 447-ГО-12. Per. № 76013850. Красноярск, 1980. 102 с.
46.	Исследование влияния загрязнености воды на шлюзах на потери металла с эфелями /Т. С. Потапова, В. Е. Кисляков, В. И. Чечкин и др. //Горный журн. Изв. вузов. 1982. № 3. С. 20—22.
47.	К а л м ы к о в П. Н., 3 у б ч е н к о Г. В. О применении коагулянтов при разработке россыпных месторождений // Колыма. 1972. № 7. С. 11—12.
48.	Каминская В. И., Коновалов Л. П. Фракционирование при намыве отвалов из глинистых грунтов // Тр. ВНИИГС. М., 1973. Вып. 35. С. 103—108.
49.	К а ш п а р Л. Н. Гидромеханизация вскрышных работ. М.: Изд-во ун-та дружбы народов им. Патриса Лумумбы, 1970. 124 с.
50.	К и с л я к о в В. Е. Исследование интенсивности накопления взвешенных веществ в оборотной воде гидравлик и промприборов /Краснояр. ин-т цвет, металлов, 1981. 10 с. Деп. в ЦНИИцветмет экономики и информации. № 777.
51.	Кисляков В. Е., Морозов В. Н. Исследование эффективности работы отстойника в зависимости от способа забора оборотной воды /Краснояр. ин-т цвет, металлов, 1981. 10 с. Деп. в ВИНИТИ 26.03.1981, № 1369—81.
52.	К и с л я к о в В. Е. Определение объема выноса хвостов в отстойник оборотного водоснабжения промывочных установок//Колыма. 1985. № 4—5. С. 35—37.
53.	К и с л я к о в В. Е. Определение скорости осаждения тонкодисперсных фракций хвостов в отстойнике оборотного водоснабжения //Колыма. 1984. № 7. С. 12—15.
54.	К и с л я к о в В. Е. Повышение эффективности оборотного водоснабжения промывочных установок при бульдозерной разработке многолетнемерзлых россыпей: Автореф. дис.... канд. техн. наук. М.: МГРИ, 1983. 18 с.
55.	Кисляков В. Е., П о т а п о в а Т. С. Анализ схем водоснабжения промывочных приборов в условиях Крайнего Севера //Колыма, 1979. № 12. С. 29—30.
56.	К и с л я к о в В. Е. Эффективность дезинтеграции песков на промывочных установках при разработке россыпных месторождений //Повышение эффективности разработки месторождений полезных ископаемых Восточной Сибири: Сб. науч. тр. Иркутск, 1984. С. 68—70.
57.	К Р а с н ы й И. В. Исследование вопросов осаждения и уплотнения мелкодисперсных хвостов при намыве хвостохратшлищ с применением радиоактивных изотопов: Автореф. дис. ... канд. техн. наук. М., 1969. 27 с.
167
58.	К расчету отстойников при замкнутом водообороте. /А. В. Агеен-ков, Г. В. Зубченко, Л. Т. Мотрич и др.//Колыма. 1979. № 1. С. 25—27.
59.	Клячко В. А., А п е л ь ц и н И. Э. Подготовка воды для промышленного и городского водоснабжения. М.: Госстройиздат, 1962. 819 с.
60.	Клячко В. А., К а с т а л ь с к и й А. А. Очистка воды для промышленного водоснабжения. М.:' Госстройиздат, 1950. 335 с.
61.	Константная 3. И. Плотность песков в намываемых гидротехнических сооружениях /'/ Гидротехн. стр-во. 1958. № 1. С. 36—40.
62.	К У л е ш Н. П. Повышенной плотности («тяжелые») донные течения в водоемах: Автореф. дис. ... д-ра техн. наук. Л., 1978. 31 с.
63.	К У л е ш Н. П. Экспериментальное исследование осаждения наносов: Автореф. дис.... канд. техн. наук. Л., 1954. 14 с.
64.	К У л ь ч и ц к и й Л. И. Анизотропия сдвиговой прочности и длительная прочность водонасыщенных глинистых грунтов//Гидрология. Инж. геология и строит, материалы. М., 1980. С. 175—188.
65.	К У р г а е в Е. Ф. Основы теории и расчета осветлителей. М.: Госстройиздат, 1962. 164 с.
66.	Курганов А. М., Федоров Н. Ф. Справочник по гидравлическим расчетам систем водоснабжения и канализации. Л.: Стройиздат, 1978. 424 с.
67.	Курс — интенсификация: Социалист, обязательства рабочих, инж.-техн. работников и служащих предприятий и организаций объединения «Северовостокзолото» по повышению эффективности производства в 1986 г. и двенадцатой пятилетке на основе ускорения научно-технического прогресса//Колыма. 1985. № 11. С. 1—3.
68.	Куры лев А. П., Назаров В. В., Чикин Ю. М. Нормативы качества технологической воды при разработке россыпей драгами // Колыма. 1974. № 10. С. 30—31.
69.	Леви И. И. Динамика русловых потоков. М.; Л.: Госэнергоиздат, 1957. 252 с.
70.	Л е в и И. И. Моделирование гидравлических явлений.<1.: Энергия, 1967. 231 с.
71.	Лезгинцев Г. М. Гидромеханизация разработки россыпей и методы расчетов. М.: Наука, 1968. 220 г.
72.	Л о м т а д з е В. Д. Методы лабораторных исследований физикомеханических свойств песчаных и глинистых грунтов. М.: Госгеолиздат, 1952. 234 с.
73.	Л у к и н с к и й Г. И. Некоторые вопросы использования оборотной воды и отвалообразования при гидравлической разработке золотоплатиновых россыпей: Автореф. дис.... канд. техн. наук. М., 1964. 17 с.
74.	Маньков В. М., Лопатин А. Г., Замятин О. В. Проблема мелкого золота в россыпях Сибири и Дальнего Востока и пути его извлечения /7 Колыма. 1980. № 11. С. 16—19.
75.	Матвеев А. А., Волкова В. М. Повышение эффективности очистки промстоков при разработке россыпей. М.: Недра, 1981. 136 с.
76.	М а т в е е в А. А. Теория и практика предохранения речных систем от загрязнения дражными разработками россыпей (на примере Уральских месторождений): Автореф. дис... .д-ра техн. наук. М., 1982. 45 с.
77.	Мелентьев В. А., Колпашников Н. П., Волнин Б. А. Намывные гидротехнические сооружения. М.: Энергия, 1972. 247 с.
78.	Мелентьев В. А. Намыв дамб обвалований на хвостохранили-щах //Цв. металлы. 1949. № 6. С. 27—32.
79.	Мелентьев В. А. Песчаные и гравелистые грунты намывных плотин. М.; Л.: Госэнергоиздат, 1960. 163 с.
168
80.	Мельников Н. В. Краткий справочник по открытым горным работам. М.: Недра, 1974. 424 с.
81.	Месчян С. Р., Б а д а л я н Р. Г. Влияние состояния грунта на деформации ползучести при сдвиге // Гидротехн. стр-во, 1975. № 8. С. 31—34.
82.	Месчян С. Р. Механические свойства грунтов и лабораторные методы их определения. М.: Недра, 1974. 191 с.
83.	Методика опробования эффективности размыва глинистых пород на драгах/С. М. Шорохов, Т. С. Кабакова и др.//Колыма. 1974. № 8. С. 16—19.
84.	Методика расчета надводной раскладки хвостов горнообогатительных комбинатов. Киев: НИИ строит, пр-ва Госстроя УССР, 1972. 63 с.
85.	Методические положения по определению экономической эффективности оборотных систем водоснабжения на обогатительных фабриках горной химии, предотвращающих загрязнение водоемов. М.: НИИТЭХИМ, 1982. 58 с.
86.	Внедрение и применение СТ СЭВ 1052—78 «Метрология. Единицы физических величин»: Метод указ. М.: Изд-во стандартов, 1979. 56 с.
87.	М и г и н С. И., Ж у к о в а В. М. Увлажнение при уплотнении глинистых грунтов//Гидротехн. стр-во, 1954. № 6. С. 16—18.
88.	М и н ц Д. М. О скорости стесненного падения твердых частиц в жидкости // Гидротехн. стр-во. 1953. № 5. С. 24—28.
89.	Митропольский А. К. Техника статистических вычислений. М.: Физматгиз, 1961. 404 с.
90.	М я з и н В. П. Изыскание эффективных способов снижения' мутности воды в дражном разрезе при разработке глинистых россыпей: Автореф. дис.... канд. техн. наук. Красноярск, 1975. 24 с.
91.	Назаров В. В., К о н ю к о в а А. Т. Работа драги в «глухом» забое //Колыма. 1969. № 8. С. 7—8.
92.	Назарян А. Г. Об искажении масштабов при моделировании //Гидротехн. стр-во. 1963. № 6. С. 44.
93.	Ну рок Г. А. Гидромеханизация открытых разработок. М.: Недра, 1970. 581 с.
94.	Н у р о к Г. А., Л у т о в и н о в А. Г., Ш е р с т ю к о в А. Д. Гидроотвалы на карьерах. М.: Недра, 1977. 311 с.
95.	Нур ок А. Г. Процессы и технология гидромеханизации открытых горных работ. М.: Недра, 1979. 549 с.
96.	Обогащение золотосодержащих песков и конгломератов /О. В. Замятин, А. Г. Лопатин, Н. П. Санникова и др. М.: Недра, 1975. 264 с.
97.	Огурцов А. И. Намыв земляных сооружений. М.: Стройиздат, 1974. 366 с.
98.	О контроле мутности технологической воды на драгах и способе осветления воды в дражном разрезе при бессточной схеме водоснабжения /С. М. Шорохов, А. А. Зуйков, В. М. Селезнев и др.//Колыма. 1973. № 11. С. 27—28.
99.	Очистка сточных вод при разработке россыпных месторождений с применением плава хлоридов металлов /В. Е.-Кисляков, Т. С. Потапова, В. П. Мязин и др.//Колыма. 1979. № 5. С. 29—31.
100.	Очистка технологических вод приисков от твердых взвесей (метод электрохимической коагуляции) /М. С. Котова, В. Н. Новожилов, Г. А. Двоскин и др.//Колыма. 1976. № 1. С. 31—33.
101.	Покровский Г. И. Применение принципа Больцмана к расчету осадки фундаментов//Основания и фундаменты. 1933. № 1. С. 88—91.
169
102.	Правила охраны поверхностных вод от загрязнения сточными водами. М., 1976. 34 с.
103.	Предохранение рек от загрязнения при разработке россыпных месторождений /С .М. Шорохов, А. А. Зуйков, Г. В. Зубченко и др. М.: Недра, 1980. 207 с.
104.	Ра баев Г. С. Компрессионная сжимаемость дисперсных грунтов и факторы ее определяющие: Автореф. дис.... канд. техн. наук. М., 1969. 19 с.
105.	Результаты научно-исследовательских работ по охране рек от загрязнения /В. В. Назаров, А. П. Курылев, Ю. М. Чикин и др. /'/Разработка россыпных месторождений. М.: Изд-во МГРИ, 1977. С. 30—33.
106.	Ресурсы поверхностных вод СССР. Лено-Индигирский район. /Под ред. М. С. Протасова. Л.: Гидрометеоиздат, 1972. Т. 17. 652 с.
107.	Романенко А. М., Брук-Левинсон Т. Л. Технико-экономические основы охраны поверхностных вод от загрязнения сточными водами. Минск: Наука и техника, 1976. 32 с.
108.	Руководство по определению ущерба от залповых сбросов сточных вод: М.: Ин-т экономики АН УССР, ЦБНТИ Минводхоза СССР, 1978. 33 с.
109.	Руководство по отбору проб и производству анализов промышленных сточных вод предприятий цветной металлургии /Под общ. ред. О. В. Янтера. М., 1973. 214 с.
НО.	Рыжов П. А. Математическая статистика в горном деле. М.: Высш, шк., 1973. 287 с.
111.	С ар вин Г. Т. Из практики эксплуатации хвостохранилищ. М.: Атомиздат, 1980. 49 с.
112.	Сарвин Г. Т. Исследование уплотнения тонкодисперсных материалов при намыве хвостохранилищ: Автореф. дис.... канд. техн. наук. М., 1972. 20 с.
113.	С м и р н о в О. П. Исследование процесса осветления технической воды и обезвоживания шламов в циклах оборотного водоснабжения обогатительных фабрик, перерабатывающих марганцевые руды: Автореф. дис. ...канд. техн. наук. Киев, 1971. 21 с.
114.	Соколов Д. Я. Отстойные бассейны для ирригации и гидростанций. М.: Сельхозиздат, 1945. 443 с.
115.	Справочник гидрогеолога /Под общ. ред. М. Е. Альтовского. М.: Госгеолтехиздат, 1962. 616 с.
116.	Справочник по гидравлике /Под ред. В. А. Большакова. Киев: Вища шк., 1977. 280 с.
117.	Справочник по инженерной геологии /Под общ. ред. М. В. Чурикова. М.: Недра, 1968. 540 с.
118.	Справочник по разработке россыпей /Под общ. ред. В. П. Березина, В. Г. Лешкова, Л. П. Мацуева и др. М.: Недра, 1973. 592 с.
119.	Степанов В. Н. Прогнозирование грансостава тонкодисперсных пород при их намыве //Гидромеханизация и проблемы охраны окружающей среды. М., 1981. С. 96—98.
120.	С трок а ч П. П., К У л ь с к и й А. А. Практикум по технологии очистки природных вод. Минск: Вышэйш. шк., 1980. 320 с.
121.	Сурин А. А., Г о р о д и щ е р 3. Я. Исследование на моделях режима работы горизонтальных отстойников. //Сб. тр. ЛНИИКХ. Водоснабжение. Л., 1950. Вып. 1. С. 3—15.
122.	Сурыкина Е. К. Коллоидные свойства глинистых грунтов: Автореф. дис.... канд. техн. наук. М., 1959. 31 с.
170
123.	Тальгамер Б. Л. Исследование водообеспеченности и изыскание рациональных способов водоснабжения дражных работ: Автореф. дис.... канд. техн. наук. М.» 1981. 24 с.
124.	Тарифы на воду, забираемую промышленными предприятиями из водохозяйственных систем. М.: Прейскурантиздат, 1981. 9 с.
125.	Технические указания по расчету консолидации хвостохранилищ. Л.: МЦМ, МК и ССО СССР, 1975. 23 с.
126.	Указания по методам расчета смешения и разбавления сточных вод в реках, озерах и водохранилищах /Под общ. ред. И. Д. Родзиллера. М.: ВНИИ ВОДГЕО, 1971. 224 с.
127.	Фан Гуан-чу. Исследование работы горизонтальных водопроводных отстойников при очистке коагулируемой высокомутной воды: Автореф. дис.... канд. техн. наук. М., 1960. 33 с.
128.	Федоров И. С., Добровинская О. X. Свойства и расчетные характеристики намытых хвостов рудообогатительных фабрик. М.: Недра, 1970. 151 с.
129.	Филиппов Н. А. Исследование деформаций сооружений намываемых из шламов тонкого помола: Автореф. дис.... канд. техн. наук. М., 1974. 43 с.
130.	Фоменко Г. Т., Б у т о в е ц к и й В. С., Погарцева Е. М. Водно-шламовое хозяйство углеобогатительных фабрик. М.: Недра, 1974. 272 с.
131.	Чеботарев А. И. Гидрологический словарь. Л.: Гидрометеоиз-дат, 1978. 308 с.
132.	Ч икин Ю. М., Личаев В. Р., Зубченко Г. В. Методика определения объемов водопотребления, водоотведения и учета вод на золотодобывающих россыпных предприятиях. Иркутск: ИРГИРЕДМЕТ, 1981. 65 с.
133.	Чугаев Р. Р. Гидравлика. Л.: Энергия, 1970. 552 с.
134.	Шавловский С. С. Исследование вопросов гидравлического транспорта и гидравлической' укладки хвостов обогатительных фабрик: Автореф. дис.... канд. техн. наук. М., 1958. 22 с.
135.	Шамов Г. И. Заиление водохранилищ. Л.; М.: Гидрометеоиз-дат, 1939. 140 с.
136.	Шерстюков А. Д. Намыв и эксплуатация шламохранилища //Гидротехн. стр-во. 1976. № 5. С. 31—34.
137.	Шмаков М. И. Использование галечных грунтов для возведения земляных плотин //Гидротехн. стр-во. 1954. № 3. С/ 10—12.
138.	Шнеер И. А. Плотность песков при их намыве //Гидротехн. стр-во. 1958. № 5. С. 39—41.
139.	Шнеер И. А. Расчет фракционирования песчаного грунта при намыве //Гидротехн. сооружения. 1958. № 9. С. 23—26.
140.	Шорохов С. М. Разработка россыпных месторождений и основы проектирования. М.: Госгортехиздат, 1963. 764 с.
141.	Шорохов С. М. Технология и комплексная механизация разработки россыпных месторождений. М.: Недра, 1973. 768 с.
142.	Buissman A. S. К. Results on long duration settlement tests.— Proc. 1-st YCOSOMEF, 1936. V. 1. P. 100—106.
143.	DREDGING WITHING THE LAW /By Robert P. Porter, Richard B. Porter and Robert A. Lothorop //Mining Engineering. 1960. N 5. P. 34— 35.
144.	Eldridge A. Slurry treatment and disposal of waste water.— The Quarry Managers Journal. 1966. V. 50. N 10. P. 387—390.
ОГЛАВЛЕНИЕ
ВВЕДЕНИЕ ................................................  3
1.	АНАЛИЗ СХЕМ ВОДОСНАБЖЕНИЯ ДОБЫЧНЫХ И И ОБОГАТИТЕЛЬНЫХ УСТАНОВОК............................ 5
1.1.	Прямоточные схемы водоснабжения................... 5
1.2.	Оборотно-прямоточные схемы водоснабжения ....	8
1.3.	Оборотные схемы водоснабжения.................. 10
2.	ОБЩАЯ СТРУКТУРА РАСЧЕТА ОТСТОЙНИКА .' . . .	11
2.1.	Структура расчета минимально необходимого объема отстойника ....................................... 11
2.2.	Определение объемов	хвостов	промывки. 15
2.3.	Эффективность дезинтеграции	глинистых песков ...	17
2.4.	Пример расчета................................... 20
3.	ФРАКЦИОНИРОВАНИЕ ХВОСТОВ ЭФЕЛЬНЫХ ОТВАЛОВ ................................................. 21
3.1.	Характер фракционирования хвостов эфельных отва-
лов при разработке легкопромывистых россыпей . . . * 21
3.2.	Характер фракционирования хвостов при разработке труднопромывистых россыпей ....................... 26
3.3.	Пример расчета.............*..................... 30
4.	ОПРЕДЕЛЕНИЕ ОБЪЕМА ВЫНОСА ХВОСТОВ В ОТСТОЙНИКИ ОБОРОТНОГО ВОДОСНАБЖЕНИЯ ПРОМЫВОЧНЫХ УСТАНОВОК....................................... 32
4.1.	Анализ схем расположения эфельных отвалов ...	32
4.2.	Определение объема выноса хвостов с карты намыва эфельных отвалов ................................. 37
4.3.	Расчет осаждения хвостов по длине стоков......... 40
4.4.	Пример расчета................................... 42
,5. ФОРМИРОВАНИЕ НАДВОДНОЙ И ПОДВОДНОЙ ЧАСТЕЙ ГИДРАВЛИЧЕСКОГО ОТВАЛА В ЗОНЕ ОТСТОЙНИКА ................................................. 43	.
5.1.	Расчет надводной части гидравлического отвала в зоне отстойника ....................................... 43
5.2.	Пример расчета	................................ 53
5.3.	Исследование процесса формирования подводной части гидравлического’	отвала в отстойнике......... 54
5.3.1.	Современное состояние изученности вопроса . .	54
5.3.2.	Теоретические основы процесса осаждения частиц в отстойнике и формирования слоев отвала ...	55
5.3.3.	Результаты исследований изменения объема естественного осадка................................ 59
172
5.3.4.	Результаты исследований изменения объема коагулированного осадка............................. 68
5.3.5.	Влияние температурного фактора и фильтрационных свойств основания отстойника на изменение объема осадка ................................... 73
5.3.6.	Связь основных характеристик водонасыщенного илисто-глинистого осадка с коэффициентом изменения его объема ................................ 75
5.3.7.	Пример расчета............................... 77
6.	ИССЛЕДОВАНИЕ РЕЖИМА РАБОТЫ ОТСТОЙНИКА НА МОДЕЛИ ................................................ 78
6.1.	Анализ теорий моделирования гидравлических явлений	78
6.2.	Расчет модели и методика проведения исследований	83
6.2.1.	Расчет модели отстойника..................... 83
6.2.2.	Методика проведения исследований............. 85
6.3.	Результаты исследований и их анализ.............. 88
6.3.1.	Динамика загрязнения оборотной воды и распределение взвешенных веществ в отстойной зоне . .	88
6.3.2.	Распределение осадка в модели отстойника и баланс твердого по схеме водоснабжения............. 96
6.3.3.	Исследование надводной части осадка..........101
7.	ОПРЕДЕЛЕНИЕ СКОРОСТИ ОСАЖДЕНИЯ ХВОСТОВ И МУТНОСТИ ОБОРОТНОЙ ВОДЫ . . . .........................103
7.1.	Определение скорости осаждения тонкодисперсных фракций хвостов	в отстойнике...............103
7.2.	Пример расчета.............................114
7.3.	Прогнозирование	динамики мутности	оборотной	воды	115
7.4.	Пример расчета..............................118
7.5.	Необходимые требования к качеству	оборотной	воды	119
8.	РАСЧЕТ СОСТАВЛЯЮЩИХ ВОДНОГО БАЛАНСА ...	129
9.	ОПРЕДЕЛЕНИЕ ОСНОВНЫХ ПАРАМЕТРОВ ГИДРОТЕХНИЧЕСКИХ СООРУЖЕНИЙ.................................137
9.1.	Проектирование	руслоотводных канав................137
9.2.	Пример расчета ...................................142
9.3.	Расчет устойчивости низового откоса низконапорных насыпных* плотин....................................144
9.4.	Пример расчета...................................147
10.	ПРОМЫШЛЕННОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ СИСТЕМ ОБОРОТНОГО ВОДОСНАБЖЕНИЯ ПРОМЫВОЧНЫХ УСТАНОВОК ...............................................148
10.1.	Краткая горно-геологическая характеристика объектов исследования....................................148
10.2.	Промышленное исследование систем оборотного водоснабжения .............................................151
173
И. СПОСОБЫ ВОДОЗАБОРА ПРИ ОБОРОТНОМ ВОДО- . СНАБЖЕНИИ ДОБЫЧНЫХ И ОБОГАТИТЕЛЬНЫХ УСТАНОВОК .................................156
12. РАСЧЕТ ЭКОНОМИЧЕСКОЙ ЭФФЕКТИВНОСТИ ПРИ ПРОЕКТИРОВАНИИ СИСТЕМ ОБОРОТНОГО ВОДОСНАБЖЕНИЯ ...............................
ЛИТЕРАТУРА ............................. 163
Виктор Евгеньевич Кисляков
РАСЧЕТ ОТСТОЙНИКОВ
ОБОРОТНОГО ВОДОСНАБЖЕНИЯ
ПРИ РАЗРАБОТКЕ РОССЫПЕЙ
ИБ № 436
Редактор В. В. Осьминкина
Художественный редактор Л. М. Живило
Технический редактор Л. X. Бочкарева
Корректоры М В. Шевнина, И. А. Паламарчу
Сдано в набор 18.03.87. Подписано к печати 22.04.88. АЛ07677. Формат 60X84V16. Бумага тип. № 3. Гарнитура литературная. Печать высокая. Усл. печ. л. 10,23. Уч.-изд.л., 9,34. Тираж 800. Заказ 380. Цена 1 р. 90 к. Издательство Красноярского университета, 660049, г. Красноярск, пр. Мира, 53. Типография «Красноярский рабочий», 660017, г. Красноярск, пр. Мира, 91.
1 р. 90 к.
j
Сканирование - Беспалов
DjVu-кодирование - Беспалов