Трубопроводный транспорт концентрированных гидросмесей - Смолдырев А.Е., Сафонов Ю.К.

Автор: Смолдырев А.Е. Сафонов Ю.К.
Теги: рудничный (шахтный) транспорт доставка по лаве, откатки по штрекам, подъем по стволам транспорт по поверхности гидромеханика горное дело трубопроводный транспорт трубопроводы издательство машиностроение
Год: 1973
Похожие
Трубопроводный транспорт нефтепродуктов
Расчетные методы и алгоритмы (трубопроводный транспорт газа)
Основы трубопроводного транспорта нефти и нефтепродуктов
Безопасность трубопроводных систем
Текст
                    АЕСМОЛДЫРЕВ. Ю.КСАФОНОВ
ТРУБОПРОВОДНЫЙ _
ТРАНСПОРТ
КОНЦЕНТРИРОВАННЫХ
ГИДРОСМЕСЕЙ
A. E. СМОЛДЫРЕВ, Ю. К. САФОНОВ
ТРУБОПРОВОДНЫЙ
ТРАНСПОРТ
КОНЦЕНТРИРОВАННЫХ
ГИДРОСМЕСЕЙ
Москва
«МАШИНОСТРОЕНИЕ!
1973
С 51
УДК 622.692.4
Смолдырев А. Е. и Сафонов Ю. К- Тру-
бопроводный транспорт концентрированных гидросме-
сей. М., «Машиностроение», 1973, 208 с.
В книге рассмотрен опыт применения, технологи-
ческие и эксплуатационные характеристики установок
для транспортирования концентрированных гидросме-
сей в виде жидких продуктов и их смесей с твердыми
частицами диспергированного или измельченного ми-
нерального сырья, строительных и волокнистых ма-
териалов, отходов производства горно-металлургиче-
ских, химических и т. п. предприятий. Приведены
технические данные и конструктивные схемы насосов
и нагнетателей, а также смесительных, загрузочных,
вспомогательных и других устройств.
Изложена теория и расчет параметров течения
гидросмесей в трубах. Рассмотрены методы изучения
реологических характеристик смесей и применяемые
при этом технологические устройства. Даны рекомен-
дации по проектированию транспортных установок,
приведены инженерная методика и примеры расчета.
Книга предназначена для инженеров и техников
институтов, конструкторских бюро и заводов по про-
ектированию и производству оборудования для транс-
портирования по трубопроводам концентрированных
гидросмесей в горно-рудной, угольной, химической,
нефге- и газодобывающей промышленности, а также
в сельском хозяйстве. Табл. 16, ил. 79, список
лит. 39 назв.
Рецензент кацд. техн, наук А. Д. Гусаров
г 3137—243
038(01) —73
243-73
ПРЕДИСЛОВИЕ
При комплексной механизации технологических процессов
транспортных, складских, погрузочно-разгрузочных и других
работ в различных отраслях народного хозяйства — металлур-
гической, геологоразведочной, горной, нефтедобывающей, строи-
тельной, химической промышленности, в сельском хозяйстве
выявилась необходимость создания новой техники для перемеще-
ния концентрированных смесей различных жидких продуктов
и сыпучих материалов. Обычно такие смеси содержат дисперги-
рованные твердые материалы (например, минеральное сырье,
горные породы, различные отходы производства) или специально
приготовленные волокнистые и измельченные материалы неорга-
нического и органического происхождения.
Несмотря на различие в физико-механических характеристи-
ках этих смесей, они имеют общее свойство: при движении в тру-
бах или других подобных транспортных устройствах они прояв-
ляют начальное напряжение сдвига. Другой важной, хотя и при-
сущей не только этому виду гидросмесей, особенностью является
перемещение таких смесей концентрированными потоками, т. е.
при высоких концентрациях твердой фазы, однако превышающих
обычно критическое значение, при котором влияние вязко-пла-
стичных свойств смеси незначительно. Такие потоки отличаются
устойчивостью к расслоению при малых скоростях движения
и в статическом состоянии.
Технологические и эксплуатационные характеристики рассма-
триваемых транспортных установок определяются, прежде всего,
особенностями физико-механических свойств перемещаемых гидро-
смесей, что отличает их, например, от транспортных установок,
применяемых в гидромеханизации.
Выделение в особый класс установок трубопроводного транс-
порта для концентрированных смесей обусловливается исключи-
тельным разнообразием реологических характеристик и завися-
щими от них особенностями режимов течения таких гидросмесей.
Это объясняется тем, что диспергированные материалы с части-
цами из минеральных или органических веществ отличаются зна-
чительной активностью к структурообразованию. Многие техно-
логические и рабочие процессы строительного, химического, гор-
ного, геологоразведочного и других производств сопровождаются
1*	3
образованием гидросмесей рассматриваемого вида или основаны
на их применении. При конструировании применяемого для этих
целей оборудования должны учитываться свойства этих смесей.
Изучение закономерностей течения, а также реологических
характеристик гидросмесей, обладающих вязко-пластичными
свойствами, получило в последние годы широкое развитие, осо-
бенно применительно к инженерным задачам трубопроводного
транспорта в различных отраслях промышленности и сельского
хозяйства. Результаты исследований, полученные в специальных
инженерных и смежных с ними науках весьма значительны, а экс-
периментальные материалы обширны. Все это указывает на целе-
сообразность самостоятельного рассмотрения вопросов проекти-
рования и производства установок для транспортирования кон-
центрированных гидросмесей по трубопроводам.
На протяжении примерно десяти последних лет авторы книги
принимали участие в исследовании и, в определенной степени,
в развитии данной области техники. Поэтому в основу метода
обобщения, принятого в книге, положен их опыт и результаты
работ, выполненных для топливно-энергетических, горно-метал-
лургических, геологоразведочных и химических производств. Ав-
торы не стремились к полному охвату опыта применения трубопро-
водного транспорта, например при движении смесёиГйзменяющих
свои физико-механические свойства с течением времени (гидро-
смесей пищевой промышленности, перенасыщенных растворов
некоторых солей, парафинистых нефтей и др.) или подвергающихся
перед транспортированием формованию (брикетированию, прессо-
ванию ит. п.). Их цель — изложить основы технического выпол-
нения трубопроводных транспортных систем для концентрирован-
ных гидросмесей применительно к задачам расчета установок и
конструирования оборудования.
Глава I. ОПЫТ ПРИМЕНЕНИЯ ТРУБОПРОВОДНЫХ
ТРАНСПОРТНЫХ СИСТЕМ
Остановимся кратко на использовании опыта трубопроводного
транспорта концентрированных гидросмесей в различных произ-
водствах. При этом под концентрированными гидросмесями будем
понимать смеси из диспергированных частиц минерального сырья
или измельченных твердых и волокнистых материалов (органи-
ческого или неорганического происхождения), которые в смеси
с водой или раствором при определенных, чаще всего повышенных
значениях концентрации обладают вязко-пластичными свойст-
вами.
Рассмотрим опыт применения трубопроводов для внутризавод-
ского (рудничного или внутрифабричного) транспорта и для транс-
портных систем, используемых на внешних коммуникациях пред-
приятий (трубопроводы на большие расстояния). При этом для
анализа выберем наиболее эффективные технические решения,
в максимальной степени отвечающие требованиям комплексной
механизации погрузочно-разгрузочных, транспортных и склад-
ских работ.
Излагаемый материал лишь частично отражает масштабы работ
отдельных производств, использующих трубопроводный транс-
порт. По ориентировочным данным, только в топливно-энергети-
ческих, горно-металлургических, химических и строительных
отраслях промышленности, а также в сельском хозяйстве трубо-
проводным транспортом ежегодно перемещается около 450 млн. т
концентр ированных гидросмесей 
1.	ТРАНСПОРТИРОВАНИЕ СТРОИТЕЛЬНЫХ МАТЕРИАЛОВ
Современное промышленное производство развивается на базе
широкого внедрения бетонных конструкций. Для внедрения таких
конструкций, часто имеющих значительные размеры, в больших
количествах используют строительные материалы в виде строи-
тельных растворов или бетонных смесей. Их транспортируют по
трубам и укладывают в конструкции фундаментов, монолитных
элементов железобетонных каркасов, перекрытий, стен при воз-
ведении резервуаров, тоннелей, мостов и т. п.
Транспортирование по трубам бетонных смесей представляет
наибольший практический интерес. От установок по приготовле-
нию бетонная смесь транспортируется по трубам и укладывается
в конструкцию- Трубопроводами с бетононасосом смесь обычно
б
подается непосредственно в конструкцию, а трубопроводами
с пневмонагнетателем — непосредственно в. конструкцию или
через специальный гаситель и промежуточную емкость.
В зависимости от конкретных условий применяют различные
схемы комплексной механизации. На строительстве Алма-Атинской
ГЭС № 2 при бетонировании монолитной отделки гидротехни-
ческого тоннеля диаметром 2—2,2 м и толщиной стенок 20—32 см
использовались, например, приемная эстакада и перегружатель-
транспортер для приема и загрузки бетонной смеси в нагнетатель.
Бетонная смесь подавалась по бетоноводу длиной 80—120 м непо-
средственно в конструкцию. На Куйбышевгидрострое и Волго-
градгидрострое для приема бетонной смеси и загрузки бетонона-
сосов С-252А и С-284А использовали передвижные приемные
устройства с ковшовым подъемником. Находят применение также
сборно-разборные эстакады для загрузки бетононасосов. При
строительстве Горьковской и Каховской ГЭС над бетононасосом
возводили специальные эстакады для въезда автосамосвалов с бе-
тонной смесью. Иногда, например, при строительстве Челябин-
ского металлургического завода и проволочного стана на Кузнец-
ком металлургическом комбинате, бетононасос заглубляют в спе-
циальный котлован, чтобы автосамосвал мог-с-невысокой эстакады
подавать бетонную смесь в бункер бетононасоса. На строительстве
Карагандинского металлургического комбината бетононасосы
С-285А и С-296 устанавливались в котловане с устройством эста-
кады дйя заезда автомобилей. Бетонную смесь от бетонных заводов
подвозили айтосамосвалами ЗИЛ-585 и выгружали в бункер бето-
нонасосов или в промежуточный приемный бункер, откуда ее
подавали в бетононасос.
Максимальная суммарная дальность транспортирования (с уче-
том поворотных участков и подъема по вертикали) достигает 350 м.
Монтаж и демонтаж бетоноводов диаметром 280 мм осуществляется
чаще всего с помощью крана. Бетонная смесь распределяется
в конструкции по деревянным лоткам.
При транспортировании 'по трубам используют бетонные смеси
марок 150 и 200 с содержанием гравелистых фракций до 20% (гра-
нитный и известковый щебень трех фракций: 5—20, 5—40 или 5—
60 мм) и осадкой стандартного конуса не менее 6—8 см. Приме-
нение бетононасосов в строительстве позволяет повысить произ-
водительность труда на 20% и снизить стоимость работ на 20—30%
по сравнению с подачей и укладкой бетонной смеси кранами.
Использование бетононасосов обеспечивает максимальное расши-
рение фронта работ (общий объем работ превышает 100 тыс. м9)
и непрерывность укладки бетонных смесей в фундаменты.
При сооружении фундаментов под оборудование проволочного
стана 250-1 Западно-Сибирского металлургического завода ис-
пользовались бетононасосы С-284А, С-296 и нагнетатели кон-
струкции Магнитостроя. Этими машинами было уложено 14тыс. м*.
Бетононасосы и нагнетатели устанавливались в специальных поме-
6
щениях, бетонная смесь подавалась автосамосвалами по металли-
ческим эстакадам в промежуточный вибробункер, а оттуда в транс-
портирующую машину. Дальность транспортирования составляла
35—110 ж. Бетононасосы и пневмонагнетатели применялись в стес-
ненных условиях, когда использование других механизмов было
затруднительно. Применение трубопроводов позволило значи-
тельно ускорить и производство работ, и снизить их стоимость.
Широко применяется трубопроводной транспорт в практике
работы треста Магнитострой. При сооружении ряда объектов
черной металлургии бетононасосами и пневмонагнетателями было
уложено около 270 тыс. м3 бетона. В табл. 1 приведены основные
Таблица 1
Основные объемы бетонных работ треста Магнитострой
Объекты	Всего бетона в тыс. ж1	В том числе подано по трубам в тыс. м*	
		бетоно- насосами	пневмонагне- тателями
Стан 250 		165,0	110	
Комплекс доменных печей ....	94,0	38	24
Цех изложниц		87,0	57	6
Мартеновские печи		26,6	—	—
Цех белой жести		70,0	31	7
объемы бетонных работ на этих объектах. Бетонные смеси марки
150—200 для транспортирования по трубам имели осадку стандарт-
ного конуса в пределах 7—9 см, расход цемента 250—175 к&1м3.
Значительное распространение получил трубопроводный транс-
порт при выполнении бетонных работ в стесненных условиях под-
земного строительства при сооружении капитальных горных выра-
боток. Для специфических условий строительства созданы пнев-
моустановки ПБУ-1, ПБУ-2 и ПБУ-3. Максимальная фракция
крупного заполнителя' при использовании бетоновода диаметром
150 мм составляет 50—60 мм, при использовании бетоновода диа-
метром 200 мм—80 мм. Такие установки применялись при соору-
жении Ялтинского водопроводного тоннеля, Киевского метропо-
литена и при реконструкции некоторых тоннелей на действующих
железных дорогах.
Широко распространены пневмонагнетатели С-862. На строи-
тельстве зданий нашли применение нагнетатели емкостью 800 л
для подачи бетонных смесей.
Количество нагнетателей зависит от производительности бето-
нирования. Обычно нагнетатели размещают в зоне работы бетоно-
смесительного узла. Радом с нагнетателем располагают горизон-
тальный участок трубопровода длиной 10—20 м, а затем наклон-
ный участок трубопровода для укладки смеси в кассетные устрой-
•7
ства. Высота подъема составляет б—8 м. Над каждой кассетой
устанавливают гаситель, откуда смесь по вращающимся лоткам
или гофрированным шлангам поступает на рабочее место.
Обычно перед началом транспортирования пневмонагнетатель
и трубопровод продувают и промывают водой, а затем «смазывают»
цементным раствором. При дальности подачи до 200 м и внутрен-
нем диаметре трубопровода 150—180 мм для этого требуется 0,5—
0,8 м3 цементно-песчаного раствора. Затем начинают подавать
бетонную смесь. С помощью нагнетателей по трубам транспорти-
руют бетонную смесь с осадкой конуса 7—9 см и расходом цемента
300—400 кг!м3.
Во Франции фирма «Ланей» применяет передвижные и стацио-
нарные однокамерные нагнетатели емкостью 0,25—1 ж3 и произ-
водительностью до 20 м3/ч. Передвижные нагнетателифирмы «Ланей»
производительностью около 1,5 м3/ч снабжены инжектором, что
облегчает движение раствора в пластмассовом шланге. Длина
шланга 25—50 м. На его конце устанавливается гаситель струи.
Рациональность применения бетононасосов и нагнетателей на
бетонных работах подтверждается технико-экономическими рас-
четами в строительстве. Результаты сравнения стоимости и тру-
доемкости механизированной подачи и укладки бетонных смесей
бетононасосами, башенными и стреловыми кранами показали, что
при коэффициенте использования бетононасосов во времени
0,7 эксплуатационная производительность бетононасосов состав-
ляет: УБС-5В — 25 м3, С-296 — 50 м3, С-284А — 200<й3 в смену,
стрелового крана — 22 м3, башенного крана с бадьей емкостью
1,2 м3 и разгрузкой в нескольких точках — 48 м3, башенного крана
с бадьей емкостью 1,2 ж3 и разгрузкой в одной точке — 100 м3
в смену.
При ремонте и сооружении тоннелей стоимость укладки 1 м3
бетона снижается на 4,25 руб. по сравнению со стоимостью
укладки бетона при подаче его вагонетками. При этом качество бе-
тонируемых конструкций возрастает, процессы, связанные с транс-
портированием и укладкой смеси, поддаются полной механизации,
а трудоемкость этих работ снижается.
В последние годы в рудную (частично угольную) промышлен-
ность широко внедряют технологию добычи с бетонной закладкой
выработанного пространства. В качестве закладочных материа-
лов используют различные гидросмеси, включающие вяжущие
добавки. Применяют также смеси, аналогичные обычным бетонным
или песчано-цементным. Технологические схемы наиболее совер-
шенных установок трубопроводного транспорта включают те же
основные элементы, что и установки, применяемые на строитель-
стве. В качестве силового оборудования используют пневматиче-
ские нагнетатели или бетононасосы. В благоприятных условиях
смесь (например, водо-цементно-песчаные смеси с небольшим со-
держанием вяжущих, рис. 1) транспортируют в самотечных уста-
новках.
8
На руднике им Мархлевского (ПНР) закладочный комплекс
расположен в горных выработках на расстоянии 300—500 м
от закладываемых камер Цементный раствор подается насосами
по трубам под напором 25 н!см2 (25 м вод. ст) к месту закладки.
Инертный материал (смесь песка и доломитового щебня) транспор-
тируется пневматическим питателем по трубопроводу с помощью
сжатого воздуха. Благодаря специальной насадке цементный
раствор и инертный материал смешиваются в трубопроводе; через
насадку смесь с большой скоростью поступает в выработанное прост-
ранство. Производительность {ранспортной установки 200 м*/ч.
Рис. 1 Схема закладочного комплекса на руднике «Текелиз:
/ — бункер для цемента, 2, 7 — восстающие выработки, 3 — установка цемент-
ного раствора, 4 — бункер для песка с вибропитателем, 5 — смеситель,
6 — трубопровод
На других рудниках принята аналогичная схема приготовле-
ния и транспортирования твердеющей закладки. Прочность закла-
дочного массива 540,0—500,0 hJcm1 (40—50 кгс/см2). Расходы на
закладочные работы не превышают 35% от общих затрат на добычу
1 т руды.
Часто для подачи по трубам бетонной смеси в закладочных
комплексах используют нагнетатели (однокамерные пневматиче-
ские питатели). В технологический комплекс обычно входят бето-
номешалки. На 1 л<3 смеси расходуется 4—10 м3 сжатого воздуха.
Широкое распространение получил трубопроводный транспорт
различных растворов На рис. 2 показана схема подачи раствора
для штукатурных работ на многоэтажном строительстве. Как
видно, готовый раствор по тубам (шлангам) транспортируется
в промежуточные поэтажные бункера. На каждом этаже устано-
влены бетононасосы малой производительности, подающие по мере
надобности этот раствор к месту работы.
Для кирпичной кладки применяют сложный раствор 1 : 0,4 : 4,5
средней подвижностью 7 см. Готовят его на песке разнозернистого
9
состава. Например, при сооружении комплекса ВДНХ кладочный
раствор перекачивали по трубам растворонасосами С-317. Для
приема раствора из растворомешалки использовали бункер ем-
костью 0,75 At3, снабженный сеткой с размером ячеек 10X10 мм.
В бункере имелось отверстие для всасывающего шланга. От рас-
творного узла до объекта пролагался трубопровод длиной 20 м,
смонтированный с некоторым подъемом к объекту, что уменьшало
скопление осадков в трубопроводе. У здания к стальным трубам
присоединялся резиновый шланг, который протягивали до кла-
дочной площадки. Диаметр металлической части растворопровода
составлял 68 мм, резинового шланга —J75 мм (рис. 3). Стыки
Рис. 2. Схема транспортиро-
вания строительного раствора
при сооружении жилого дома:
1 — растворный узел; 2 — слив-
ной лоток; 3 — растворонасос
РН-1; 4 — горизонтальный тру-
бопровод; S стояк; 6 — рас-
творонасос С-232; 7 — приемная
емкость; 8 — приемный бункер;
9 — строящееся здание
растворопровода соединялись плотно без уменьшения проходного
сечения (во избежание образования пробок). Производительность
транспортирования достигала 4,5 м3/ч. Потери напора на переме-
щение раствора по горизонтали составляли 13,15 н!см? (13,
15 м вод. ст.). Потери, затрачиваемые на преодоление массы вер-
тикального столба раствора высотой 15 м при плотности смеси
до 2000 кг!м\ достигали 30 н!см\ общее сопротивление движению
16, 15 н!см*. Растворонасос при устойчивой работе развивал напор
до 18 н!см\ что обеспечивало бесперебойную подачу раствора
к месту кладки.
Всю систему до начала и после окончания работы тщательно
промывали известковым тестом, рабочую камеру и воздушный
колпак растворонасоса освобождали от отложений. В процессе
транспортирования допускались перерывы до 1,5 ч без выкачи-
вания раствора из сети, что не отражалось на работоспособности
всей системы. Однако для гарантии работоспособности системы
проводилось незначительное перекачивание смеси по трубопроводу
в течение 15—20 сек через каждые 0,5 ч перерыва.
Опыт эксплуатации транспортных установок для подачи
строительных растворов (кладочных и штукатурных растворов,
10
а также цементной и глиняной смазки) с помощью сжатого воздуха
получен в тресте Ижстрой. Комплекс подачи раствора" включает
в себя растворомешалку, под которую устанавливают два нагне-
тателя с коническими днищами, куда выгружают приготовленный
раствор. Из нагнетателей к месту работ раствор подают сжатым
воздухом. В отдельных случаях растворный узел бывает удален
от объектов на 200—300 м. Такие транспортные установки можно
использовать для загрузки кузовов автомобилей и других емко-
стей.
В зарубежной практике
строительные материалы в ви-
де концентрированных гид-
росмесей транспортируют
в большинстве случаев по тру-
бам с помощью растворонасо-
сов и пневматических нагне-
тателей. Так, в ГДР, при мно-
гоэтажном строительстве в
г. Пирна, успешно применяли
пневматическую нагнетатель-
ную установку системы Гюн-
Рис. 3. Схема транспортирования строи-
тельного раствора при сооружении ком-
плекса ВДНХ:
1 — дом; 2 — растворный увел; 3 — бункер;
4 — растворонасос С-317; 6 — горизонтальный
участок труб длиной 20 м; 4 — стояк длиной
10—15 м; 7 — резиновый шланг длиной 30 лс;
8 — бункер для известкового теста; 9 — рас-
творные ящики; /0—запасной бункер;7/ —
кирпич
тера для подачи штукатурных
кладочных растворов по тру-
бам. Раствор непрерывно, без
толчков перемещался по тру-
бопроводу, выполненному из
пожарного шланга диаметром
50 мм, не смешиваясь с сжа-
тым воздухом. Установка
представляет собой смонти-
рованный на шасси пневматический нагнетатель (резервуар)
емкостью 600—800 л, рассчитанный на рабочее давление 60 н!см*.
Сжатый воздух подается по шлангу, который подсоединяется
к резервуару в верхней его части. Для приема раствора преду-
смотрен верхний этажный бункер.
Транспортирование строительных растворов по трубам сжатым
воздухом по сравнению с механизированной подачей (с использова-
нием башенных кранов и др.) дает значительную экономию в за-
тратах. При этом стоимость строительных работ снижается в 1,5
(иногда в 2) раза, трудоемкость работ — в 2 и более раза, что спо-
собствует повышению производительности труда.
2.	ТРАНСПОРТИРОВАНИЕ ТВЕРДЫХ ДИСПЕРГИРОВАННЫХ
МАТЕРИАЛОВ
Использование кальцинированной соды в качестве сырья для
приготовления варочных растворов увеличило потребность целлю-
лозно-бумажных комбинатов в содопродуктах. Наиболее эффек-
11
тивным в этих условиях оказалось применение трубопроводного
транспорта для подачи и хранения соды в виде гидросмеси.
Сущность технологической схемы состоит в том, что подлежа-
щие хранению соли на промышленной площадке завода (или цеха)
смешивают с водой или насыщенным раствором до образования
гидросмеси (или суспензии), которую транспортируют по трубам
в емкость для хранения. Полученную смесь насыщенного раствора
и твердой соли хранят в емкости до момента потребления. Насы-
щенный раствор, находящийся в верхней части емкости, может
Рис. 4. Технологическая схема приготовления, транспорти-
рования и хранения кальцинированной соды в виде сус-
пензии
быть отобран в производство в любое время и в нужном коли-
честве, без промежуточных операций, связанных с приготовлением
раствора.
При хранении суспензий солей, как правило, объем емкости
используется более полно, так как пространство между частицами
дисперсной фазы заполняется насыщенным раствором. Так, на-
пример, при хранении соды в виде суспензии содержание ее в 1 м9
составляет 900—1000 кг, при сухом способе хранения (нава-
лом) — 550—600 кг, т. е. использование объема увеличивается
в 1,5 раза. Кроме того, такой способ хранения улучшает условия
труда с точки зрения производственной санитарии и полностью
исключает потери химиката.
Схема установки для транспортирования и хранения соды в виде
суспензии изображена на рис. 4. Кальцинированную соду выгру-
жают из железнодорожных вагонов 1 в траншею и винтовым кон-
вейером 2 загружают в мешалку 3 для приготовления суспензии.
Для приготовления суспензии используют насыщенный раствор
соды, который подается в мешалку насосом из емкости 5. Процесс
приготовления суспензии производится при одновременном нагреве
12
смеси до 40° С при использовании эффекта экзотермичности рас-
творения соды. Приготовленную суспензию перекачивают в ем-
кость для хранения. По мере необходимости соду перекачивают
в цех по трубопроводу 4. Для транспортирования содовых суспен-
зий на расстояние нескольких сот метров используют стальные
трубы диаметром 100—200 jkjk. Разность отметок начала и конца
трубопровода может достигать 25 м. Перекачивание осуществляют
шламовым или винтовым насосами. Скорость транспортирования
обычно составляет 1,5—2 м/сек. Осредненный ситовой состав дис-
персной фазы гидросмеси следующий: 0,2 мм — 5; 0,2—0,1 мм —
30; 0,1—0,063 мм—60 и 0,063 мм — 5%. Плотность соды —
2530 кг/м8, плотность гидросмеси —1500—1620 кг/м9.
Рис. S. Технологическая схема транспортирования каолиновой
суспензии
Опыт эксплуатации трубопроводов на Сухонском целлюлозо-
бумажном комбинате свидетельствует о надежности и эффектив-
ности работы системы гидротранспорта суспензий соды в условиях
сурового климата. Насосная станция, обслуживающая систему,
оборудована четырьмя шламовыми насосами, два из которых ре-
зервные. Процессы по приготовлению, транспортированию и приему
гидросмеси полностью механизированы. Следует обратить внима-
ние на то, что в данной системе отсутствует теплоизоляция тру-
бопроводов. 1
В целлюлозно-бумажной промышленности используется более
40% добываемого в стране каолина, который вводится в технологи-
ческий процесс в количестве 20—40% от массы волокна. При этом
качество печатных мелованных видов бумаги во многом опреде-
ляется качеством каолина. Основное требование, предъявляемое
к каолину, — постоянство гранулометрического состава частиц
(в основном тонких фракций). Для механизации погрузочно-раз-
грузочных работ, транспортных и складских работ в пределах про-
мышленной площадки завода оказалась эффективной схема хра-
нения каолина в виде высококонцентрированной суспензии. Для
приготовления высококонцентрированных суспензий каолина плот-
ностью более 1600 кг/м9 (весовая концентрация превышает 60%)
используется вода (рис. 5). С помощью механического разгруз-
чика 1 каолин подается в мешалку 4 из железнодорожных вагонов.
13
Сюда же из циркуляционного бака 3 насосом 2 нагнетается
вода. В последующем гидросмесь перекачивается другим насосом
в бак 3, а из него в емкости 5 для хранения. Последние размещены
в цехе потребления каолина.
При хранении каолина в виде концентрированной гидросмеси
(или суспензии) содержание каолина в единице объема превышает
1000 г!л, поэтому по сравнению с сухим способом хранения содер-
жание химиката увеличивают на 10—20% в равном объеме. Однако
транспортировать концентрированные суспензии можно лишь при
добавлении в гидросмесь 0,2—0,5% (от массы абсолютно сухого
каолина) поверхностно-активных веществ для увеличения теку-
чести. В качестве добавок используют пирофосфат натрия, едкий
натр, силикат натрия, гексаметафосфат натрия и другие соли.
Применение перечисленных реагентов позволяет транспорти-
ровать и хранить суспензии весьма высоких концентраций. При
этом повышается использование объема склада, упрощается транс-
порт, исключаются потери и пыление, создаются условия для
полной автоматизации системы для хранения каолина.
На Ленинградской фабрике «Строифаянс» насосная станция
для подобной транспортной системы оборудована четырьмя шла-
мовыми и двумя винтовыми насосами. Насосы работают с подбором
и обеспечивают транспортирование каолиновых гидросмесей на
расстояние нескольких сот метров при разности отметок начала
и конца трубопровода 20 м. Диаметрдфименяемых стальных труб
150 мм. .Опыт эксплуатации показывает, что износ стальных труб
незначителен. Срок службы рабочего колеса насоса составляет
один год. Трубы изнашиваются в основном при прохождении
инородных предметов, попадающих в мешалку при разгрузке
каолина.
При плотности гидросмеси 1680 кг!м3 с содержанием твердого
материала (по массе) 65% и скорости транспортирования 1,5 м!сек
производительность системы достигает 50 лс’/ч, что соответствует
производительности 55 т/ч каолина. Гидравлический уклон со-
ставляет 20%. Повышенный уклон вызван появлением вязко-
пластичных свойств в потоке гидросмеси с тонкими фракциями
каолина (содержание частиц менее 10 мкм около 80%).
Для повышения белизны каолина в мешалку для ‘приготовле-
ния суспензии на этой фабрике добавляют отбеливающие ве-
щества, что позволило на 10% увеличить белизну каолина. Эко-
номическая эффективность использования отбеленного каолина
в сочетании с гидротранспортом каолиновой суспензии составляет
более 40 тыс. руб. в год.
Для регенерации щелочи и серы в сульфатно-целлюлозном
производстве используют сульфат натрия. Для обеспечения меха-
низации погрузочно-разгрузочных работ с сульфатом натрия
также целесообразно применять схему транспортирования и хра-
нения химиката в виде концентрированной гидросмеси. Суспензию
получают путем смещения в мешалке (рис. 6) черного щелока,
14
который образуется при варке целлюлозы в варочных котлах,
и сульфата натрия. Сульфат выгружается механическим разгруз-
чиком 1 из железнодорожных вагонов в расходный бункер 2,
расположенный над мешалкой 5. К началу подачи сулы^ата ме-
шалка заполняется с помощью насоса 4 необходимым количеством
черного упаренного щелока, плотность которого 1280—1320 кг/лс3,
из специальной емкости 3. При достижении плотности щелоко-
сульфатной суспензии 1700 кг!м? подачу сульфата в мешалку
отключают и суспензию перекачивают винтовым насосом 6 в ем-
кости для хранения 7, расположенные в цехе регенерации. После
опорожнения мешалки ее снова заполняют щелоком и цикл повто-
В цех
Рис. 6. Технологическая схема приготовления и транспортирования
сульфатной суспензии
ряют. Суспезия, предназначенная для производства, отбирается
в нижней конусной части емкости через заборный патрубок с по-
мощью винтовых насосов, служащих одновременно транспорти-
рующими и дозирующими устройствами.
Опыт эксплуатации установок для транспортирования щелоко-
сульфатной суспензии на Марийском бумажном комбинате под-
твердил надежность и эффективность системы гидротранспорта.
Концентрированная гидросмесь здесь перекачивается по стальным
трубам диаметром 150 мм на расстояние в несколько сотен метров.
При плотности гидросмеси 1880 кг!м* с содержанием твердого
материала (по массе) 70% и скорости транспортирования 1,5 м!сек
производительность системы составляет 30 м3/ч, что соответствует
40 т сульфата в час. Гидравлический уклон при режиме вязко-
пластичного течения смеси достигает 24%. Гранулометрический
состав сульфата: 1—0,25 мм — 20;—0,25 мм — 80%. Плотность
сульфата 2670—2690 кг!м*.
Преимущества гидротранспорта сульфата в смеси с черным
щелоком следующие: значительно снижаются транспортные рас-
ходы, поскольку количество перегрузок сокращается до одной,
отсутствие пыления и потерь сульфата, хорошее перемешивание
сульфата со щелоком в процессе приготовления и транспортирова-
ния (что является важным технологическим преимуществом);
создаются условия для полной автоматизации процесса приго-
товления, транспортирования и хранения.
Диспергированные горные породы в виде концентрированных
гидросмесей широко используют в технологии геологоразведочных
работ при бурении, горных работ при добывании угля и хими-
ческого минерального сырья с закладкой и заливанием выбранного
пространства.
На горнорудных предприятиях и угольных шахтах гидро-
смесь из частиц песчано-глинистых, глинистых и лёссовых гор-
ных пород в зависимости от степени их связности (крупности агре-
гатов и зерен) образуется в карьерах (водоемах) или на специальных
помольных или смесительных установках. На геологоразведочных
предприятиях концентрированные гидросмеси (или иначе называе-
мые тяжелые жидкости или буровые растворы) применяют для
промывки забоев буровых установок. При проведении разведоч-
ных и особенно эксплуатационно-разведочных скважин на боль-
шие глубины подготовка промывочных жидкостей, контроль за их
параметрами и регенерацией имеет большое практическое зна-
чение.
При техническом выполнении и организации трубопроводных
систем для подачи к буровым установкам концентрированных (чаще
всего глинистых) гидросмесей широко используют опыт работы,
накопленный в горной и обогатительной промышленности. Особен-
ность таких трубопроводных транспортных систем — поддержа-
ние значительных давлений, достигаемых сотен н!см*, при малых
расходах.
На закладочных установках шахт при наличии значительного
количества тончайших фракций применяют одностадийные и двух-
стадийные схемы классификации для удаления части тончайших
частиц с тем, чтобы получить закладочный или заиловочный мате-
риал с определенными фильтрационными свойствами.
На рудниках, где для закладочных работ используют в основ-
ном хвосты обогащения, предварительно прошедшие классифика-
цию для удаления тончайших фракций, гидросмесь образуется
в сгустителях большой емкости. Технологические схемы пригото-
вления и транспортирования гидросмеси для закладочных и заило-
вочных работ в зависимости от конкретных условий различаются
деталями исполнения отдельных узлов, особенно при использова-
нии цементных присадок. Без включения устройств для класси-
фикации (циклонов пли реечных желобов) такие схемы выполняют
в соответствии с рис. 7.
Центробежным или поршневым насосом 1 гидросмесь из смеси-
теля 2 с импеллером 3 и узлом управления 4 направляется по тру-
бопроводу в горные выработки. В зависимости от физико-механи-
ческих свойств исходных горных пород для дозирования материала
в смеситель используются загрузочные воронки (бункеры) 5
с транспортными устройствами 6 и 7 или промежуточные емкости
по сбору песков после аппаратов для классификации. Для удале-
16
ния инородных предметов служит автопогрузчик 8. Вода для при-
готовления смеси подается по трубам 9. Рабочий трубопровод 10
собирается из труб диаметром от 50 до 200 мм в зависимости от про-
изводительности установок. По значениям концентрации (в усло-
виях ограничения содержания тонких фракций) не допускается
образования гидросмесей с ярко выраженными вязко-пластичными
свойствами. В установках реализуются в основном турбулентные
и переходные к ним режимы
течения.
Транспортирование руд-
ных концентратов в циклах
сгущения и аккумуляции обо-
гатительных фабрик ведется
по трубам в режимах вязко-
пластичного течения или пере-
10
10

Рис. 7. Технологическая схема приготовления и транспортирования дис-
пергированных горных пород (/ — узел схемы)
ходных к ним. Для перекачки концентрированной гидросмеси
обычно повышенной массовой плотности (более 2000 кг!м*) при-
меняют диафрагмовые насосы.
Концентрат, например, руд цветных металлов состоит из 90%
частиц, размер которых обычно менее 74 мкм. В гидросмеси содер-
жится значительный процент тонких фракций. В технологических
схемах производства диафрагмовый насос располагается у сгу-
стителя и с помощью короткого трубопровода (чаще всего длиной
в несколько десятков метров) включается в цепь аппаратов для
обезвоживания и сушки материала.
Концентрированные гидросмеси с диспергированным углем
сжигают в обычных топках для пылевидного сжигания, а также
в установках с циклонными топками. Как показали опытно-про-
мышленные работы, выполненные Б. В. Конторовичем и Г. Н. Де-
лягиным в Институте горючих ископаемых, наиболее интенсивное
горение водоугольных гидросмесей проходит при содержании
влаги 45—50% по массе. При этом сжигается уголь дисперсного
2 А. Е. Сиолдырев	17
состава, аналогичного тому, который используется в энергетиче-
ских установках для пылевидного топлива.
Работы в промышленных условиях проводились на ЦЭС Магни-
тогорского металлургического комбината (на установке с котлом
ДКВР-6,5/3), на шахте Лутугинская-Северная (в Донбассе) и на
Анжерской ЦЭС (в Кузбассе). Результаты показали, что наилуч-
шие показатели по эффективности сжигания, устойчивости горе-
ния и энергозатратам на помол имеют смеси с гранулометрическим
составом угля (по остатку на сите) 200 лоси 2—4%, остатком на
сите 88 мкм 15—25%. Перекачивание смеси велось в трубах диа-
метрами 39—100 мм на расстоянии до 1200 м при влажности до
43%. Минимальная влажность суспензии устанавливалась исходя
из возможностей гидротранспортных установок. Для этой цели
применялись центробежные и поршневые насосы.
Опыт сжигания концентрированных угольных гидросмесей
в факельных топках в сочетании с гидротранспортом свидетель-
ствует о перспективности этого метода утилизации обводненных
Хв том числе высокозольных) угольных шламов. Эффективность
применения существенно зависит от Масштаба выполнения уста-
новок.
В технологическую схему, подобную показанной на рис. 4,
добавляется узел мокрого измельчения. Исходным материалом
обычно служат угольные шламы от обогатительных фабрик.
При минимально достигаемой по условиям текучести влажности
(около 40—45% по массе) и скорости около 1—1,5 м/сек значения
гидравлических уклонов для режимов вязко-пластичного течения
колеблются в пределах 14—20%.
Заметим, что в технологических процессах горно-металлурги-
ческого производства, за исключением указанных процессов,
а также транспортных систем по сбору и удалению тонких шламов
и стоков, диспергированные твердые материалы транспортируют
по трубопроводам в режимах течения, соответствующих турбу-
лентным или переходным к вязко-пластичным. Концентрации пере-
мещаемых гидросмесей принимаются ниже критических по образо-
ванию вязко-пластичных свойств (т. е. пространственных струк-
тур, связывающих в потоке в единую систему тонкие частицы мате-
риала и жидкости), поскольку в этих производствах обработка
диспергированных материалов всегда связана с заключительным
циклом обезвоживания.
На внешних коммуникациях предприятий транспорт отдельных
видов быстро размокаемых (диспергируемых) материалов по тру-
бопроводам протяженностью от нескольких сот метров до несколь-
ких километров выполняется для межотраслевых комплектов,
например карьер-завод [30].
Система гидротранспорта карьер-Ново-Здолбуновский завод
предназначена для передачи минерального сырья (рис. 8). Мел,
разрабатываемый экскаватором, погружается на автосамосвалр
и поступает к установке для приготовления смеси. Дезинтеграция
18
Рис. 8. Схема трубопровода от карьера на
Ново-Здолбуновский завод:
1 — установка для приготовления гидросмеси;
2 — колодцы для выпуска воздуха; 3 — трубо-
провод; 4—перекачная станция; 5—завод
материала и смешение с водой производятся в болтушках диаме-
тром 12 м. Гидросмесь с содержанием воды до 40% подается затем
в транспортный трубопровод.
Транспортная система включает две перекачные станции (с ре-
зервом 100% для насосов) и работает с прямоточной схемой
водоснабжения. Вода поступает из водохранилища. Данные по
эксплуатации и технико-экономические показатели приведены
в табл. 2. Как следует из
табл. 2, данные по эксплуа-
тации трубопроводов при
добыче сырья землесосны-
ми снарядами существенно
ниже.
По аналогичной схеме
работают трубопроводы
для мела, шламов и дру-
гих материалов Белгород-
ского, Николаевского (на
Днестре) и Ново-Амвросие-
вского заводов. Трубопро-
воды положены в траншеях
глубиной до 1,5 м.
В ГДР гидротранспорт
калийных солей от рудника
до завода осуществляется
на расстояние около 3,5 км.
По трубопроводу ежеднев-
но перемещается 2200 т
калийных солей. При вы-
боре вида транспорта были
рассмотрены два варианта:
постройка заглубленного
приемного бункера с при-
менением думпкаров для перевозки солей и гидротранспорта.
Поскольку соль гигроскопична, то в сырую погоду в заглублен-
ном бункере она слипается и зависает. Для устранения этого
явления требуются отопительные и другие устройства. Для
погрузки и выгрузки думпкаров необходима .дополнительная
рабочая сила. Большой недостаток данного варианта — прерыв-
ность транспортирования в вагонах. В связи с этим и был
принят вариант гидротранспорта.
Заметим, что с 1937 г. около г. Нью-Йорка (США) эксплуати-
руется трубопровод протяженностью 88 км для насыщенного
раствора соли (часть процесса переработки соли). Введен в строй
в этой же стране еще один солепровод диаметром 320 мм и дли-
ной 42 км. Режимы течения устанавливаются турбулентными или
переходные (близкие к вязко-пластичным) с ограничениями по
концентрации.
2*
19
„ \ Показатели	Карьер				
	ЗыряновскИй	Николаевского завода	Цово-Амвро- сиевского завода	Ново-Здолбунов- ского завода	Карадагский
Производительность	в тыс. т!год 		5490	318	1880	2579,5	584
т/ч		630	140	360	500	183
Установка:					
тип насоса (снаряда)	20Р-11	8ШНВ	8ШНВ	8ШНВ	12Р-7
диаметр труб в мм . .	600	250	250	200 и 250	400
Перемещаемые материалы	Глинистые породы	Шламы для це- мента (глинистые породы)	Мел и мергель	Мел и мергель	Песчано-гра- вийная смесь
Дальность транспортиро- вания в л:					
по горизонтали . . .	1800	4850	3250	3600 (2 линии)	2000
по вертикали ....	40	—	—	—	—
Концентрация:					
Т : Ж -(по объему) . . или влажность в %	1 : 15	60	48,5	48	1 : 15
Расход электроэнергии в квт на 1 т-км ....	2,5	0,67	—	0,5	2,4
Себестоимость транспорти- рования 1 т-км в коп.	10	3	—	2,6	25
Технологический процесс гидротранспорта следующий. Калий-
ная соль выдается из дробильной мельницы с максимальной вели-
чиной частиц 14 лои и подается ленточным конвейером длиной 10 м
в смеситель. Здесь ее смешивают с щелочным раствором и при
концентрации гидросмеси 1—1,7 подают к двум последовательно
соединенным центробежным насосам. При режимах, переходных
к вязко-пластичным, гидросмесь по трубопроводу поступает на
завод для грохочения и вторичного измельчения, после чего соль
направляется на технологические операции.
При гидротранспорте производительность по сравнению с же-
лезнодорожным транспортом возрастает в 1,5 раза. Себестои-
мость перемещения 1 т гидросмеси при использовании думп-
каров 3,4 марки, при гидротранспорте — не превышает 2,5
марок.
Трубопровод предприятия «Тринидат Цемент Лтд> (Австралия)
длиной 9 км предназначен для перемещения измельченного извест-
няка и глины с карьера на завод. На установке для приготовления
гидросмеси концентрация диспергированной горной массы дово-
дится до содержания 41 % по массе. Количество горной массы соот-
ветствует производительности завода 100 тыс. т цемента в год.
Максимальная крупность частиц 2 мм, основная фракция менее
50 мкм; скорость транспортирования в трубах диаметром 200 м
достигает 3 м/сек.
Внедрение системы гидротранспорта, работающей в режимах,
переходных к вязко-пластичным, позволило сократить расходы
на транспортирование и перегрузки более чем в 2 раза по сравне-
нию с автотранспортом (схема трубопровода, аналогичная в прин-
ципе схеме на рис. 5).
Как показала практика, на внешних коммуникациях [30] целе-
сообразно транспортировать угольные гидросмеси с измельченным
составом частиц при крупйости до 3 мм с ограниченным содержа-
нием фракции 3—0,5 леи и тонких фракций меньше 44 мкм по тру-
бопроводам протяженностью до нескольких сотен километров.
Перекачиваться могут концентрированные (так называемые ста-
бильные) гидросмеси в режимах турбулентных или переходных
к вязко-пластичным.
Транспортная система каолина предприятия «Минералз энд
кэмиклз филипп Корп.» (штат Джоржия, США) протяженностью
по горизонтали 25,6 км имеет производительность 2,38—
3,42 мя/мин гидросмеси. Трубопровод диаметром 200 мм проло-
жен в траншее; трубы толщиной стенок 8 мм соединены сваркой;
отклонение трассы в вертикальной плоскости 15%. Транспортная
система оборудована тремя центробежными насосами для гидро-
смеси (две из них работают, одна находится в резерве). Частота
вращения насоса типа 5x4 КН около 3600 об/мин. Насосы
соединены с электродвигателями мощностью 112 кет каждый.
Размер частиц перемещаемого материала менее 30 мкм. Плот-
ность гидросмеси 1252 кг/м3.
21
Технологические параметры транспорта:
р в кг/ж* .... Sj (по массе) и в м!сек i в % Н в н!смг
(м вод. ст.)
2580 ......... 0,33	1,21—1,73 0,98	243 (243)
установлены по условиям перемещения гидросмеси с максималь*
ной концентрацией, при которой еще не проявляются вязко-пла-
стичные свойства, удельный расход воды принят по условиям тех-
нологии переработки. Стоимость оборудования транспортного ком-
плекса 360 тыс. долларов. Эксплуатационные затраты составляют
2 цента на 1 т-км.
Протяженность Двух других трубопроводов этого же предприя-
тия 17,6 и 8 км. Режимы течения гидросмесей турбулентные или
близкие к переходным (т. е. не допускается образования концен-
трированной гидросмеси с вязко-пластичными свойствами).
3.	ТРАНСПОРТИРОВАНИЕ ВОЛОКНИСТЫХ СУСПЕНЗИЯ
Все основные процессы целлюлозно-бумажного производства
(ЦБП), начиная от варки щепы или измельчения и дефибрирова-
ния древесины и кончая отливом конечного продукта, связаны
с гидротранспортом специфичных водо-волокнистых концентриро-
ванных гидросмесей (называемых суспензиями бумажной и дре-
весной массы). Поэтому гидротранспорт органически включается
в технологические процессы, обеспечивая непрерывность произ-
водства и поточное перемещение волокнистых и других материалов
от одной операции к другой в едином технологическом цикле. „
Транспортирование по трубам концентрированных гидросмесей
ведется при различном содержании волокнистых компонентов
разной степени измельчения. Такие смеси имеют ярко выраженные
вязко-пластичные свойства. Для их перекачивания используют,
специальные массные насосы.
Гидротранспорт волокнистых суспензий находит широкое рас-
пространение и за пределами предприятий ЦБП. Внешний гидро-
транспорт позволяет связывать производственные процессы пред-
приятия-поставщика и предприятия-потребителя, расположенные
на значительном расстоянии один от другого. Опыт показывает,
что транспортирование готовых полуфабрикатов в разбавленном
состоянии исключает промежуточные стадии их обработки: отлив,
прессование, сушку, резку, упаковку и т. д. и тем самым позво-
ляет снизить себестоимость готовой продукции.
В промышленности осваивают и трубопроводы диаметром до
500 мм для перекачивания водо-волокнистой суспензии на внешних
коммуникациях предприятий протяженностью до 15 км. В преде-
лах предприятия протяженность трубопроводов диаметром до
1000 мм достигает нескольких километров. Одной из эффективных
систем гидротранспорта на внешних коммуникациях от целлюлоз-
ного завода до бумажной фабрики можно назвать системы в районе
г. Гейденау в ГДР- По внедренной здесь новой технологии цел-
22
люлозная масса после сортирования на классификаторе Биффара
сгущается до концентрации 1,5% и затем с помощью двух массных
насосов, работающих попеременно, транспортируется на расстоя-
ние 3 км к сгустителям бумажной фабрики в г. Пирне, где, сгу-
щаясь до концентрации 3,0%, перекачивается далее на отбелива-
ние. Трубопровод диаметром 250 мм выполнен из легированной
стали, толщина изоляции 60 мм, подача насосов составляет 3,5—
7 mV мин, напор 75 н/см* (75 м вод. ст.), мощность электродвига-
теля 200 кет. При скорости движения 1,2 м/сек достигнута произ-
водительность 60 т в сутки (по массе). После каждой подачи массы
трубопровод промывают. За все время эксплуатации аварий не
отмечалось.
Другим характерным примером может служить опыт фирмы
«Бонарор» (Швеция), которая ввела в эксплуатацию трубопровод
длиной 3,7 км для напорного гидротранспорта целлюлозной массы
с завода г. Вифставр на сульфитную фабрику г. Фагервик. На цел-
люлозном заводе целлюлозную массу концентрацией 1,2% в сгу-
стителе подают в приемник, откуда насосами типа «Диро» с пода-
чей 14 mV мин, напором 32 н/см* (32 м вод. ст.), мощностью элек-
тродвигателя 100 кет перекачивают в приемный бассейн на суль-
фитной фабрике. Чтобы предотвратить осаждение частиц волокна,
поддерживают непрерывную циркуляцию массы в бассейне.
Дизель-мотор обеспечивает автоматический контроль за рабо-
той системы (по изменению напряжения ниже определенного
уровня).
На всей трассе с незначительным уклоном (1—2%) проложены
стальные трубы диаметром 500 мм, покрытые с наружной стороны
теплоизоляцией, а изнутри специальным антикоррозийным слоем.
При разности отметок начала и конца трубопровода 21 м и скорости
движения 1,2 м/сек производительность достигает 300 т/сутки
(по массе), при этом удельные потери напора составляют 1,2%.
. Стоимость гидротранспорта равна одной шведской кроне на 1 т
массы, что для данных условий намного дешевле любого другого
вида транспорта. Замена автотранспорта трубопроводным транс-
портом (при стоимости новой системы 2 млн. шведских крон) дала
экономию, обеспечивающую окупаемость новой системы за 2,5 года.
По техническому исполнению заслуживает внимания и трубо-
провод целлюлозного завода фирмы «Кюмен» (Финляндия) для
сульфитной целлюлозной массы. Сырье направляется -на бумаж-
ную фабрику в г. Бойка на расстояние 6 км. Трубопровод диаме-
тром 400 мм в основном проложен в траншее, а с обоих концов при-
мерно на расстоянии 1 км трубы размещены на бетонных основа-
ниях. При скорости транспортирования 1 м/сек и концентрации
массы 1 % (по массе) производительность гидротранспорта состав-
ляет 200 т/сутки, что обеспечивает бесперебойную работу семи
бумажных машин. Компания «Кюмен» полагает, что для данных
условий гидротранспорт является оптимальным решением. Насос-
ная станция оборудована двумя насосами, один из которых резерв-
23
ный. Процессы по приготовлению, транспортированию и приему
целлюлозной массы автоматизированы.
Представляет интерес опыт эксплуатации трубопровода про-
тяженностью 13 км для сульфитной, целлюлозной массы, приме-
няемый компанией «Грэйт Нозерн Пэйп» (США). Сырье с целлю-
лозного завода в Миликоноте передается на бумажную фабрику
в Западном Миликоноте. Бесперебойная работа трубопровода
позволила ускорить транспортирование массы на фабрику. При
этом упростился процесс оценки качества массы, резко сократи-
лись транспортные расходы, так как раньше ее перевозили в виде
мокрых рулонов, перерабатывая затем с помощью специального
оборудования и снова разбавляя до требуемой концентрации.
Значительная часть трубопровода диаметром 450 мм выполнена
из нержавеющей стали и проложена в траншее на глубине 2—3 м.
Внутренняя поверхность труб покрыта смесью стекловолокна
и портландцемента. На некоторых участках трассы трубопровод
проходит через мосты.
Опыт эксплуатации показал, что при скорости движения массы
1 м!сек и концентрации 1 % по трубопроводу можно перемещать до
300 ml сутки целлюлозы (по массе). Следует обратить внимание
на интересную подробность в эксплуатации транспортной системы.
Для очистки труб в систему вводят резиновый шар диаметром
460,5 мм. С помощью мощных насосов, подающих в трубопровод
воду, шар за 4 ч преодолевает расстояние 13 км. Прохождение
шара регистрируется счетчиками Гейгера, расположенными по
всей длине трассы. Предварительно в шар помещается радиоактив-
ный материал. Появление шара на другом конце трубопровода
свидетельствует об отсутствии в последнем посторонних предметов,
а также отложений.
В связи с увеличением производительности машин повышается
содержание сухого вещества в целлюлозной массе, что резко сни-
жает ее текучесть при концентрации более 3% вследствие образо-
вания прочной структуры. В режиме вязко-пластичного течения
значительно повышаются сопротивления, а скорость движения
снижается до 0,5 м!сек.
Для увеличения пропускной способности используют пневма-
тические нагнетатели, работающие от сжатого воздуха. Примене-
ние нагнетателей обеспечивает следующие преимущества перед
насосами:
1)	достигается транспортирование по трубам массы высокой
концентрации;
2)	отпадает необходимость в разбавлении смеси перед перека-
чиванием и в последующем сгущении;
3)	при равной производительности масса транспортируется
по трубам в 3—6 раз меньшего диаметра.
Обычно в трубопровод материал подается с помощью массных
насосов, шлюзовых и винтовых затворов, эжекторов, камерных
питателей и т. д.
24
В соответствии с новым направлением в технологии, основан*
ной на использовании в процессе концентрированной смеси, на
Суоярвской картонной фабрике смонтирована установка для по*
дачи полуфабриката тарного картона (полуразварившейся щепы)
из выдувных резервуаров на размол. Установка отличается невы-
сокой стоимостью, простотой конструкции, легкостью в эксплуа-
тации и надежностью в работе.
Из выдувных резервуаров полуфабрикат поступает по винто-
вому конвейеру в барабанный питатель, который порциями подаем
смесь в трубопровод. Одновременно с этим в трубопровод нагне-
тается сжатый воздух от компрессора. Смесь движется в трубопро-
воде в виде отдельных пробок, разделенных одна от другой воз-
духом.
Техническая характеристика установки
Производительность в т/ч . . 10 Расход воздуха в м3/ч .... 10 000
Влажность полуфабриката в	Концентрация аэросмеси в кг!кг	0,8
%......................70 Размеры трубопровода в м . . 0,3X0,3
Следует отметить, что транспортирование такой смеси при
высокой концентрации до 30% по массе неосуществимо ни одним
массным насосом, используемым в отечественной и зарубежной
практике.
В связи с освоением нового технологического процесса добычи
торфа с подтопленных месторождений Колхидской низменности
внедряется трубопроводный транспорт торфа [22]. Процесс
добычи предусматривает экскавацию торфяной залежи на полную
глубину плавучим многоковшовым экскаватором. Имеющиеся
в торфяной залежи крупные пни отделяются от торфяной массы
и поступают в бункер-накопитель. На понтоне плавучего экска-
ватора предусмотрен торфоперерабатывающий нагнетатель рота-
ционного типа, который перерабатывает и транспортирует торфя-
ную массу влажностью 90—92,5% в зависимости от производи-
тельности по трубам диаметрами 426, 500 или 630 мм на поля обез-
воживания (сушки).
Вначале торфяная масса поступает по плавучему торфопро-
воду, представляющему собой одно целое с плавучим экскавато-
ром, а затем по наземным трубопроводам длиной 6 км— к само-
ходному гусеничному распределителю для подачи торфяной массы
на поля обезвоживания. Для удобства эксплуатации торфораспре-
делитель имеет несколько секций, соединенных между собой-гиб-
кими рукавами или металлическими телескопическими шарнир-
ными соединениями, обеспечивающими необходимое смещение сек-
ций во время работы и при разворотах. Торфопровод нестационар-
ный, сборка и разборка его производится 1—2 раза в год. При
значительном расстоянии транспортирования устанавливается
промежуточный рациональный нагнетатель (насос).
При использовании трубопроводного транспорта количество
единиц машинного оборудования на предприятии снижается более
25
чём в 2 раза, реЗкб сбкращаётгся протяженность железнодорож-
ных путей. Важной особенностью применения такого вида транс-
порта является возможность более быстрого (почти в 2 раза)
строительства и ввода в эксплуатацию на полную мощность торфо-
предприятий, что обеспечивает значительный экономический эф-
фект.
4.	ТРАНСПОРТИРОВАНИЕ ОТХОДОВ ПРОИЗВОДСТВА
Следует различать две схемы трубопроводного транспорта
отходов производства: при смыве и последующем удалении отходов
(при малом насыщении потока частицами) и при транспортирова-
нии диспергированных материалов, например, шламов, газо-
Рис. 9. Технологическая схема транспортирования шламов газоочистки домен-
ного цеха:
/ — бункера; 2 — цех; 3 —• желоба скрубберов; 4 — радиальные сгустители диаметром
60 и 30 м; 5 — станции с насосами 4НФ и 6ФШ; б — трубопроводы; 7 — гидроотвалы;
8 — промежуточная емкость; 9 — труба от ПВС; 10 — труба от ЦЭС
очистки цехов, горелой земли, хвостов руднообогатительных и
углеобогатительных фабрик и т. п. от аккумулирующих
устройств при повышенных концентрациях.
Схема гидротранспорта шламов газоочистки доменного цеха
показана на рис. 9. Шламы самотеком поступают в радиальные
сгустители (отстойники), где вода отделяется от твердых частиц.
Осветленная вода затем направляется в систему газоочистки,
а сгущенный шлам откачивается по трубопроводам в отвал. Для
повышения эффективности осветления воды в сгустители подается
26
коагулянт. В этом случае работа трубопровода происходит в ре-
жиме турбулентного или переходного потока, при работе же без
коагулянтов — в режиме вязко-пластичного течения.
На горно-металлургических предприятиях, ТЭЦ, машинострои-
тельных и других производствах предпочтение отдается схемам
удаления отходов производства по трубам при малых насыщениях
гидросмесей. Следует, однако, отметить, что при такой схеме
удаления отходов требуются значительные расходы воды (до 20 м9
на 1 т отходов), повышаются затраты на приобретение труб боль-
шого диаметра, а также потребление электроэнергии.
Более перспективна схема транспортирования отходов произ-
водства, предварительно сгущенных и обработанных реагентами.
Такая схема постепенно осваивается на большинстве производств
с отходами в виде диспергированных твердых материалов. Харак-
терный пример транспортирования тонких ураносодержащих пес-
ков в виде концентрированных смесей известен в Южно-Африкан-
ской Республике, Протяженность трубопровода по горизонтали
18,8 км, производительность 1,07 м91ммн. Система оборудована
поршневыми насосами (один в работе и один в резерве). Диаметр
труб 150 мм.
Крупность частиц: основная фракция — менее 145 мкм.
Плотность гидросмеси 1400 кг!м9. Технологические параметры
транспорта:
р в кг/ж* sx и в м!сек i в % Н в н/см*
(ж вод. ст.)
2700 .... 0,6	0,97	0,85	281 (281)
установлены по условиям перемещения гидросмеси с максимально
возможной концентрацией. В процессе эксплуатации обнаружены
в отдельных случаях вязко-пластичные свойства гидросмеси, вно-
сившие осложнения в эксплуатацию трубопровода при sx >0,45-ь
-5- 0,5.
Наиболее совершенным способом удаления осадков сточных вод
за пределы очистных станций является перекачивание их по тру-
бам [81. Этот способ позволяет:
1)	использовать осадки в сельском хозяйстве, не подвергая
их дополнительной обработке, и быстро доставлять их на сельско-
хозяйственные участки;
2)	подсушивать осадки на иловых площадках или иловых пру-
дах, размещенных за пределами очистных станций или города,
в центре удобряемых участков, куда осадки перекачиваются по
трубам;
3)	размещать по необходимости очистные станции в черте го-
рода с вынесением за пределы города сооружений, связанных с об-
работкой осадков.
Для экономической оценки способов удаления осадков за пре-
делы очистных станций рассмотрены способы транспортирования
осадков судами (шаландами), автоцистернами, вагонетками, а так-
же перекачивание их по трубопроводам. Расчеты велись для слу-
27
чая удаления осадков от очистных сооружений перечисленными
транспортными средствами на расстояния 1, 3, 5, 10, 15 км. За рас-
четное количество осадков, подлежащих транспортированию в сут-
ки с влажностью 95%, было принято 1000 м3. В результате под-
счетов получена сводная таблица капиталовложений, расходов
на эксплуатацию и себестоимость удаления 1 м3 осадка (табл. 3).
Из табл. 3 следует, что с увеличением расстояния, на которое
удаляются осадки, капиталовложения и расходы на эксплуата-
цию возрастают неодинаково. Чем меньше механизирован способ
удаления (применяется ручной труд), тем больше расходы. Уста-
новлено, что с увеличением расстояния экономическое преиму-
щество трубопроводного транспорта осадков еще более возрастает.
Трубопроводный транспорт дает самую высокую производитель-
ность при наименьших затратах труда. Перекачивание сточных
осадков по трубам является наиболее экономичным, производи-
тельным и гигиеничным способом их удаления.
Таблица 3
Сравнение способов удаления осадков
Способ удаления	Капитало- вложения	Эксплуа- тационные расходы	Средняя себестои- мость удаления 1 м* осадка	Обслуживающий персонал при дальности	
				1 км	15 км
Трубопроводный .... Шаландами	 Вагонетками 		 Автотранспортом (малы- ми цистернами) . . .	1,0 0,8—1,3 1,2—5,0 2,5—7,0	1,0 2,6—4,0 8,0—17,0 20,0— 25,0	1 6 12 20	2 30 26	25 50 и более То же 75 и более
Примечание. При использовании средств транспорта повышенной
грузоподъемности разница в затратах уменьшается, однако трубопроводный
транспорт остается наиболее эффективным.
Многолетняя практика перекачивания осадков (с 1936 г.)
с Кожуховской очистной станции (Москва) на иловые площадки
через Москву по илопроводу диаметром 300 мм длиной около
2 км свидетельствует о надежности и эффективности этоЛ) способа.
Даже при скорости движения осадков по трубам менее 0,5 м!сек
засорений или простоев в работе илопровода не наблюдалось.
Наиболее характерным примером перекачивания осадков на
большие расстояния не только в СССР, но и за рубежом является
передача их с Люблинской станции аэрации в Москве по системе
труб диаметром 400 мм общей протяженностью 70 км. По такому
илопроводу в сутки перекачивается около 4000 м3 сброженного
осадка. За все годы эксплуатации (с 1954 г.) не'было ни одного
случая закупорки труб.
Следует отметить перспективность применения трубопроводов
для централизованных систем-коллекторов по сбору и подачи отхо-
28
дов производства, сточных вод повышенных концентраций от про-
мышленных предприятий к районным, или центральным, очисти-
тельным станциям. Такие трубопроводные системы большой про-
тяженностью (в десятки километров) позволяют резко повысить
эффективность очистки сточных промышленных вод в определен-
ных районах и обеспечить рациональное использование воды
и учет ее потребления отдельными предприятиями.
Трубопроводами можно оборудовать и специализированные очи-
стительные станции (для нескольких предприятий угольной про-
мышленности, металлургического завода, химического предприя-
тия и др.). При укрупнении таких станций их эффективность
повышается.
5.	ТРАНСПОРТИРОВАНИЕ ГИДРОСМЕСЕЙ
В СЕЛЬСКОМ ХОЗЯЙСТВЕ
В животноводстве широко используют пастообразные кормо-
вые смеси. Для транспортирования и подачи кормов эффективен
трубопроводный транспорт [17, 35].
Из известных способов подачи кормов по трубам первоначально
нашел применение пневматический способ; например, для свино-
водческих ферм внедрен комплект технологического оборудова-
ния ПУС, рассчитанный на обслуживание 6, 12, 18 и 24 тыс. голов
свиней. В комплект входит в различном количестве (в зависимости
от поголовья) следующее оборудование: камерный питатель (нагне-
татель) емкостью 5 м3, компрессор с арматурой, воздухо-сборник
(ресивер) емкостью Юж3, переключатели трубопроводов для кормо-
приемников, станция управления пневматической установкой,
бункер-накопитель (кормоприемник) емкостью 10 м3 и кормораз-
датчик. Суммарная длина всех трубопроводов системы диаметром
154 мм на обеих установках 1000 ж, расстояние подачи кормов
до 650 ж.
Пневмоустановки работают следующим образом. Нужное коли-
чество готового корма поочередно подается из смесителя по трубо-
проводу с обратными каналами (рис. 10) в нагнетатели. При этом
для снятия в нагнетателях давления открывают специальные
вентили. Перед тем как приступить к транспортированию гидро-
смеси по трубам в свинарники, у продувных котлов закрывают
вентили и обратные клапаны, а в одном из переключателей трубо-
провода устанавливают шибер в положение подачи корма в необ-
ходимый кормоприемный бункер. Затем из ресиверов по трубо-
проводу в нагнетатели подают сжатый воздух, под действием ко-
торого гидросмесь поочередно вытесняется по трубам в кормо-
приемные бункера, смонтированные на высоте 3—5 ж. После этого
из бункеров корм через кормопровод-дозатор разгружается в ко-
рыта кормушки.
При помощи пневматической установки по стальным трубам
диаметром 200 ж транспортируются пастообразные корма влаж-
29
ностью до 68% на расстояние до 500 м (например, в совхозе «Остан-
кино:»).
Установки типа ПУС в зависимости от количества животных
на ферме предназначены обслуживать от 3 до 12 свинарников.
Поэтому, исходя из плакировки фермы, можно монтировать раз-
личные схемы прокладки трубопроводов. В совхозе «Белая дача»
Московской области работает
свинокормовочный комплекс на две
свинооткормочные фермы. Каждая
ферма имеет восемь типовых сви-
нарников размером 76 X18 м. Сви-
нарники расположены в два ряда
11
9
Рис. 10. Технологическая схема пневматической установки для транспортирова-
ния и подачи кормов:
1 — компрессор; 2 — ресивер; 3 — воздухопровод; 4 — кормосмеситель; 5 — отстойник;
6 —	котедт (кагкетатель); 7 — электромагниты переключателя; 3 — само*
кормушка; 9 — бункера-накопители; 10 — кормопровод-дозатор; 11 — переключатель
потока кормов; 12 — лотковая кормушка
по четыре в каждом. Расстояние между свинарниками 30 м,
между рядами — 40 м. Расстояние от кормоцеха до ближайшего
свинарника первой фермы 50 м, второй фермы — $00 м. Из кормо-
цеха в свинарники обеих ферм корм подается пневматическим спо-
собом по стальным трубам диаметром 154 мм. В кормоцехе уста-
новлено два нагнетателя каждый объемом 5 ж9. Средняя произво-
дительность установки при подаче кормов на первую ферму
25 м3/ч, на вторую — 10—15 м?/ч (давление 40—60 н/см2). В ре-
зультате применения пневматической установки затраты труда
на транспортирование и раздачу кормов сократились в 1,5 раза,
расходы на эти операции — в 3—4 раза. Пневматическая уста-
новка полностью окупила себя в течение первого года эксплуа-
тации.
По проекту «Росгипросельхозстроя» в совходе «Заволжский»
Калининской области построена свинокормовочная ферма с исполь-
30
ЭОйанйем трубопроводного транспорта для обслуживания восьми
стандартных свинарников. От кормоцеха до ближайшего свинар-
ника фермы около 100 м. Для подачи кормов в кормоцехе устано-
влено два нагнетателя емкостью по 5 ж®. Корм подается по сталь-
ным трубам диаметром 154 мм. Из кормоцеха к свинарникам выхо-
дит одна магистраль трубопровода. Через 50 м от последнего
с плавным закруглением сделаны отводы. В месте присоединения
отвода сооружен смотровой колодец с дистанционным переключа-
телем, с помощью которого кормопроводы подключаются на пер-
вый и второй ряды свинарников.
По центру здания свинарника на перекрытиях и специальных
опорах установлено по одному бункеру-накопителю емкостью 9 мя.
Для сокращения трассы трубопровод к бункерам-накопителям
проложен поперек здания. Перед свинарником кормопровод уло-
жен в траншее, далее на бетонных опорах. Корм из бункера-нако-
пителя поступает в кормопровод-дозатор, а из него при открытии
шиберов направляется самотеком в кормушки.
Кроме пневматического способа, корм может транспортиро-
ваться по трубам при помощи шламовых, поршневых, диафрагмо-
вых и других насосов. Как показал опыт работы многих свино-
откормочных хозяйств Тульской области, этим способом можно
перемещать только жидкие корма (влажностью около 83—85%
и выше). Кроме того, по окончании подачи кормов с помощью
насосов весь кормопровод от насоса до кормоприемника остается
заполненным кормами, которые в летних условиях быстро заки-
сают. При пневматическом способе транспортирования гидро-
смесь из труб выдувается практически полностью. Разрабаты-
ваются схемы с естественным напором столба гидросмеси у насоса
и др.
В комплексах механизации трубопроводный транспорт приме-
няют для удаления навоза и перемещения торфо-навозных компо-
стов. Транспортирование осуществляется при помощи насосных,
пневматических и самотечных транспортных систем. Шламовые
насосы развивают недостаточный- напор и поэтому позволяют
транспортировать навозные смеси на незначительное расстояние.
Кроме того, они часто забиваются, быстро выходят из строя, осо-
бенно при эксплуатации на свинооткормочных фермах, где в ка-
честве корма используют пищевые отходы, из которых вместе
с навозной массой в насосы могут попасть кости и другие мелкие
предметы. Поэтому на крупных животноводческих фермах все
большее распространение получают пневматические установки.
Например, в Ростовской области работает уже около 120 таких
установок.
Транспортирование навоза с помощью сжатого воздуха при-
меняется в хозяйствах Краснодарского и Ставропольского краев,
Костромской и других областях. Технико-экономические расчеты
показывают, что такой способ транспортирования навоза целе-
сообразен и экономически оправдан. Снижение затрат на переме-
31
щение 1 т навоза дости-
гает 80—85%, производи-
тельность труда повыша-
ется в 5—7 раз.
Пневматическая уста-
новка состоит из нагнетате-
ля, компрессора и системы
трубопроводов(навозопро-
водов и воздухопроводов).
Навоз при помощи скреб-
кового транспортера или
самотеком по лотку посту-
пает в нагнетатель. Прин-
ципиальная схема работы
установки аналогична опи-
санной. По такой схеме
в колхозе им. В. И. Ленина
Зерноградского района
Ростовской области на
откормочной ферме была
пущена пневматическая
установка (рис. 11) для
удаления навоза крупного
рогатого скота. Особен-
ность установки состоит
в том, что навозоприемник
(нагнетатель) заменен при-
емной трубой диаметром
300—500 мм, что в 1,5—
3 раза превышает диаметр
рабочего трубопровода.
Уклон приемной трубы
3—10°. В начале ее уста-
новлена небольшая ем-
кость (0,2—0,3 м3) для
размещения запорного
устройства! Использова-
ние запорной трубы не-
сколько уменьшает объем
земляных работ на соору-
жение установки.
При влажности навоза
88% и скорости движения
3 м!сек производительность
достигает 20 т/ч (по массе)
для диаметра 150 мм и
давлении воздуха 40 н!см3
(40 ж вод. ст.). Удельные
32
потери напора составляют 12%. Опыт эксплуатации установки
в колхозе им. В. И. Ленина, а также в других хозяйствах пока-
зывает, что свежий навоз следует транспортировать по трубам
без добавления воды. При стойловом содержании крупного рога-
того скота иногда целесообразно добавлять воду, но не более
2—3% по отношению к выходу навоза. Заиление труб при тран-
спортировании навоза влажностью до 87% со скоростью более
0,5 м/сек не наблюдается.
Рис. 12. Технологическая схема установки для пневматического удаления навоза:
/ — кнопка пуска компрессора; 2 — манометр; 3 — компрессор; 4 — клиновая задвижка;
5 — ресивер; 6 — воздухопровод; 7 — блок автоматики; 8 — электровентиль; 9 — водо-
провод; 10 — распределитель; 11 — ялектроконтактный манометр; 12 аварийные
трубопроводы; 13 — транспортер; 14 — загрузочная воронка; 15 — датчик уровня;
16 — нагнетатели; 17 — задвижка «Лудло»; 18 — клапанная коробка; 19 — рабочий тру-
бопровод; 20 — навозохранилище
Пневматическая установка с цилиндрическими нагнетателями
применяется для сборки навоза в Шигаевском совхозе Челябин-
ской области. Установка состоит из следующих агрегатов: двух
компрессоров типа НП-ЗЭ, ресивера объемом 10 м3, нагнетателей
емкостью 2,8 ж3, рабочего трубопровода длиной около 500 м и диа-
метром 152 мм. Для подачи сжатого воздуха используют трубы
диаметром 80 мм. При закупорке трубопровода навоз выгружается
из нагнетателей через аварийные трубы.
Установка работает так. С .помощью электрифицированной
заглушки открывается приемное устройство нагнетателя, кото-
рый заполняется навозом, подаваемым транспортером. Одновре-
менно начинает работать компрессор, создающий запас сжатого
воздуха в ресивере. К моменту заполнения нагнетателя давление
в ресивере достигает 60 н/см3. Затем транспортер останавливается,
приемная горловина нагнетателя закрывается и в него подается
сжатый воздух. При окончании процесса продувки давление в си-
стеме резко падает, что определяется по манометру; подача сжа-
того воздуха прекращается, приемная горловина нагнетателя от-
крывается. Затем цикл повторяется (рис. 12).
3 А. В. Смолдырев	33
При влажности навоза около 90% и скорости движения 1—
2 м!сек удельные потери напора составляют 10%. При давлении
воздуха 30—40 н!см2 производительность установки достигает
10 т/ч. При транспортировании навоза влажностью более 90%
сжатый воздух подают в нагнетатель, минуя ресивер. Образуется
более подвижная смесь, и гидравлическое сопротивление трубопро-
вода уменьшается. При удалении навоза влажностью 85% необ-
ходимо, чтобы объем ресивера соответствовал общему объему
нагнетателя и трубопровода.
Технико-экономические показатели установки следующие: про-
изводительность процесса уборки навоза в несколько раз больше,
чем при механическом способе удаления; эксплуатационные рас-
ходы уменьшаются втрое. Срок окупаемости установки 2 года.
Для транспортирования навоза в навозоприемники начинают
применять безнапорную самотечную систему удаления с помощью
люков глубиной 100—150 см и шириной 1—1,5 м. Люки выпол-
няются прямоугольного или трапецеидального сечения. При
уклоне навозоприемных каналов (люков) 1,5% скорость движения
достигает 0,1 м/ч, производительность 10—20 ml сутки навоза с есте-
ственной влажностью 88—92%. Для удаления - крупных включе-
ний, осевших на дно канала, последние периодически промы-
ваются водой.
Преимущества самотечной, системы удаления навоза перед
механической уборкой следующие: отсутствие механизмов для
уборки навоза, низкие капитальные затраты и эксплуатационные
расходы, обусловливающие значительный экономический эффект.
Находит развитие и способ, основанный на применении насосов.
Глава II. СВОЙСТВА ГИДРОСМЕСЕЙ И СПОСОБЫ
ИЗМЕРЕНИЯ ИХ ПАРАМЕТРОВ
1.	КЛАССИФИКАЦИЯ ГИДРОСМЕСЕЙ
Перемещение гидросмесей потоками в трубопроводах в общем
случае вносит изменения в структуру несущей жидкости тем зна-
чительнее, чем выше концентрация частиц и их крупность. Разно-
образие условий технологических процессов, выполняемых в раз-
личных производствах с сыпучими материалами, определяет
состав твердых частиц по крупности, содержанию их в смеси и дру-
гие характеристики.
G уменьшением крупности частиц твердых материалов примерно
с 100—75 мкм и менее в зависимости от вещественного состава
в гидросмесях проявляются новые свойства. По мере повышения
концентрации твердой фазы гидродинамический характер взаимо-
действия на границах твердой фазы и несущей среды проявляется
все в меньшей степени. Появляется новое качество движения,
вызванное физико-химическими процессами на границах фаз
и воздействием на течение потока структурных связей. В данной
работе рассматриваются виды гидросмесей, для которых харак-
терны отмеченные свойства.
Для изучения различных аспектов поведения таких смесей
при движении их в трубах и различных устройствах .целесообразна
определенная систематизация основных сведений о смесях, резко
Отличающихся по своим физико-механическим свойствам. С этой
целью приближенно, в качестве определяющего признака их раз-
личия [31], целесообразно принять размер твердых частиц, а
также содержание тончайших фракций (менее 50 мкм). В соответ-
ствии с этим по преимущественному содержанию частиц опреде-
ленного класса можно выделить следующие виды смесей жидкости
с твердыми частицами: коллоидные (с размером частиц до 1 мкм)‘,
структурные (размером частиц 1—50 мкм), полученные дисперги-
рованием; тонкодисперсные (с размером частиц 50—150 мкм),
полученные измельчением; полидисперсные структурированные
(с размером 0—3 мкм), полученные диспергированием и измельче-
нием. Тонкодисперсные и структурные гидросмеси иногда назы-
вают суспензиями.
Для технологических процессов большинства рассмотренных
выше производств характерны структурированные полидисперсные
гидросмеси. Они обычно включают моно- или полиминеральные или
органические частицы в виде продуктов технологических процес-
3* '	35
сов. Такие смеси чаще всего имеют 60—70% тонких классов, но
включают и более крупные и даже кусковые фракции. Наличие
(в большем или меньшем количестве) мельчайших классов может
быть столь существенным, что тонкодисперсные смеси по своим
свойствам могут приближаться к структурным жидкостям (ча-
стицы глины, отдельные волокнистые материалы) или вследствие
большой плотности и гидрофобности поверхности частиц — к гру-
бодисперсным смесям.
Перечисленные гидросмеси при достижении определенной
(критической) концентрации твердых частиц проявляют вязко-
пластичные свойства, обусловленные процессами структурообра-
зования в гидросмеси. В данной работе рассматриваются в основ-
ном гидросмеси, перемещаемые с концентрацией выше крити-
ческой (т. е. структурированные системы). Для таких гидросме-
сей можно использовать зависимость между упругими свойствами
и их кажущейся вязкостью. Если упругое напряжение т = е' Д
(здесь в' — модуль упругости; Д — деформация), то изменение
упругого напряжения во времени можно представить так:
dxjdt = e^dkldt.	(II. 1)
Величина dxtdt согласно кинетической теории газов* при нали-
чии вязкости уменьшается пропорционально величине упругого
напряжения, поэтому для скорости изменения этого напряжения
можно записать
dxldt = (dtsjdt) — (х/Т),	(П.2)
где Т — период уменьшения упругого напряжения — величина,
определяемая физическими свойствами.
При установившемся движении структурной гидросмеси Е =
= dMdt = const. Если принять граничные условия х = т0 при
t = 0, получим решение уравнения (П.2) в виде
х = е'ТЕ + Xoe~t/T>
где т0 — предельное начальное напряжение сдвига; е — основание
натуральных логарифмов.	/
Если умножить приведенное уравнение на у (расстояние между
двумя слоями, движущимися параллельно один другому), то
ху = в'ТуЕ + ух£~ит.	(П.3)
Так как уЕ = yd&ldt = и0, а скорость деформации и° и
и е'Т = tj, то решение уравнения (П.З) по у приводит к выра-
жению
т = т] du/dy + тве_,/г,
где 1] — структурная вязкость.
Для структурных гидросмесей Т = со, следовательно,
т = ч (duldt) 4-т0.	(П.4)
36
Уравнение (II.4) представляет собой закон трения Шведова-
Бингама. Структурная вязкость я для разных гидросмесей имеет
различные значения. Величина ее зависит от вещественного со-
става твердых частиц.
По аналогии с касательным напряжением трения для однород-
ных жидкостей эффективная вязкость
т]' — т (duldy) или я' = т] 4- т0 (duldy).
Таким образом, с возрастанием градиента скорости эффектив-
ная вязкость стремится к значению я для однородной жидкости.
Величины if или q в известной формуле Ньютона объединяют два
качественно отличных вида сопротивления среды и являются
условными параметрами. По эффективной вязкости в случае дви-
жения структурированных гидросмесей возможна оценка влияния
твердых частиц на свойства смеси.
С гидродинамической точки зрения отличительная особенность
гидросмесей, представляющих собой структурированные (высоко-
насыщенные) дисперсные системы, состоит в том, что вследствие
большого количества частиц в потоке активная роль в движении
принадлежит твердому компоненту. В этом случае соприкасаю-
щиеся твердые частицы передают одна другой давление, а жид-
кость, заключенная внутри пространственной структуры твердого
компонента, переносится вместе с твердыми частицами, причем
внутренние движения определяются перемещениями, подобными
пластическим деформациям твердого тела.
Большое значение в характеристике дисперсных систем имеет
степень молекулярного сродства или молекулярного взаимодей-
ствия между жидкой средой и твердыми частицами на границах
раздела фаз. Все подобные дисперсные системы по интенсивности
граничных молекулярных взаимодействий в физико-химической
механике разделяются на две основные группы, различающиеся
физико-химическими свойствами: лиофильные и лиофобные.
Важнейшей характеристикой, определяющей принадлежность
гидросмеси к лиофильной или лиофобной дисперсным системам,
является величина краевого угла смачивания. Этим углом опре-
деляется соотношение между силой сцепления молекул жидкости
и твердого тела и силой сцепления молекул жидкости между собой.
Если краевой угол равен нулю, это свидетельствует о равенстве
или преобладании сил притяжения между молекулами жидкости
и твердого тела. Тела, отличающиеся малыми углами смачивания
водой (жидкостью), называются гидрофильными (лиофильными);
тела, имеющие большие углы смачивания водой (жидкостью),
называются гидрофобными (лиофобными).
Большая поверхность раздела на границе твердая фаза—жид-
кая фаза обусловливает появление поверхностной энергии, вызы-
ваемой различной интенсивностью взаимодействия молекул на
границе раздела фаз. Величина этого взаимодействия определяется
37
прежде всего сольватированностью (гидратированностью, если
дисперсионной средой служит вода) поверхности твердых частиц.
По опытным данным, толщина гидратных оболочек достигает
0,1 лосж. По мере удаления от частицы ориентация молекул воды
постепенно нарушается. Молекулы воды в гидратной оболочке
сильно сжаты и обладают некоторыми свойствами твердого тела,
например, упругостью, в чем и состоит аномальность свойств воды
в этих оболочках.
Лиофобные дисперсные системы характеризуются слабым моле-
кулярным взаимодействием часа
дой, твердые частицы не имеют
I дисперсной фазы с жидкой сре-
юдства с жидкостью (не обвола-
киваются прочной сольватной
оболочкой), поэтому лиофобные
дисперсные системы являются
неустойчивыми, так как частицы
твердой фазы легко слипаются
и выпадают в коагулированный
осадок.
Основным качественным от-
личием структурированных ди-
сперсных систем от ньютонов-
Рис. 13. Плотность осадка в завися- ских жидкостей является спо-
мости от удельной поверхности угля собность оказывать начальное
сопротивление сдвигу, т. е. нали-
1 - р = inc кг/м*-, г - р = 1140 кг/м' чиесвойства, присущего твердым
телам. Эта способность является
следствием образования внутри дисперсной системы пространст-
венной структуры, придающей таким системам механическую
прочность.
Согласно современным представлениям структурные образова-
ния в дисперсных системах бывают двух типов: сольватного и сет-
чатого (коагуляционного). Коагуляционное структурообразование
может происходить в суспензиях с достаточным содержанием кол-
лоидных классов, коллоидные частицы находятся в хаотичном
(броуновском) движении и вследствие прорыва сольватных обо-
лочек по участкам наименьшей лиофильности (углы, ребра час-
тиц) возможно сцепление частиц под действием молекулярных сил
в структурные сетки. Во многих случаях полного прорыва соль-
ватных оболочек не происходит, наблюдается лишь утонение их
до мономолекулярного слоя, не препятствующего действию моле-
кулярных сил. Образование подобной коагуляционной структуры
способствует в большой степени строение самих частиц. Резко
асимметричные частицы, имеющие пластинчатую (чешуйчатую)
форму, отличаются большой способностью образовывать указан-
ные структуры. В этом случае структурообразование происходит
при малых концентрациях твердых частиц. Например, в суспен-
зиях глины (глинистых растворах), бентонита, пятиокиси ванадия
структурообразование происходит при концентрации твердой
38
(разы 2% и более, причем s строении сетчатой коагуляционной
структуры принимают участие только те частицы, у которых силы
сцепления больше силы тяжести.
На рис. 13 показано, как изменяется плотность коагуляцион-
ного осадка после длительного отстоя угольной суспензии в зави-
симости от величины удельной поверхности угля. Видно, что с уве-
личением дисперсности угля плотность структуры уменьшается.
С возрастанием плотности суспензии (т. е. с повышением концен-
трации угля) плотность осадка"возрастает. Последнее объясняется
увеличением давления на структуру вышележащих слоев. По
мере такого уплотнения структуры происходит вытекание из по-
следней чистой воды.
Второй тип структурообразования наблюдается, когда концен-
трация дисперсной фазы достаточно велика (выше критической)
и в результате соприкосновения сольватных оболочек дисперсная
система приобретает упругие'свойства. Такого типа структуры
могут возникать даже в тонкодисперсных и полидисперсных гидро-
смесях независимо от степени дисперсности твердых частиц, изме-
няющейся в пределах, указанных выше. Например, такого типа
структура возникает в лиофильной содовой суспензии при концен-
трации твердых частиц более 0,175, что обусловливается упру-
гостью гидратных оболочек. Содовые суспензии состоят, в основ-
ном, из частиц размером 0,06—0,12 ми, поэтому возникновение
структуры коагуляционного типа для такой грубодисперсной сус-
пензии невозможно, так как силы тяжести намного превышают
силы молекулярного'взаимодействия. Следует добавить, что кри-
сталлические порошки, представителями которых являются каль-
цинированная сода, сульфат натрия и другие химические соеди-
нения, отличаются от глин, каолина, мела тем, что строение их
частиц не является пластинчатым, чем объясняется их способность
к стойкому коагуляционному структурообразованию.
2.	ФИЗИКО-МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА ГИДРОСМЕСЕЙ
Одной из основных физико-механических характеристик гидро-
смесей следует считать гранулометрический состав твердой фазы,
т. с. геометрические размеры отдельных зерен материала по фрак-
циям с указанием доли частиц по массе, лежащих в пределах двух
значений предельных (меньший, больший) размеров. От грануло-
метрического состава в значительной степени зависят другие физи-
ко-механические характеристики твердой фазы и смесей, напри-
мер, гидравлическая крупность, достигаемая концентрация в по-
токе.
Гранулометрический состав твердой фазы в смесях — это
итоговый результат диспергирования, измельчения или, в неко-
торых технологических процессах, сушки или прокаливания (као-
лина, кальцинированной соды, сульфата натрия и т. д.).
Гранулометрический состав твердой фазы определяется мето-
дами рассева и седиментации. Рассев выполняется обычно на стан-
39
дартных ситах с числом 900, 4900 и 10 000 отверстий на 1 см4.
Более тонкие фракции (т. е. частицы размером менее 60 мкм) опре-
деляются методом седиментации (на приборе АДАП) при помощи
фотоэлектрического или гидравлического седиментометра.
Для определения размера частиц тончайших классов исполь-
зуют и явление рассеивания света в ультрамикроскопе, в кото-
ром частицы обнаруживаются в виде отдельных дифракционных
изображений. Подсчитав число частиц в элементе объема, в ко-
тором неизвестна массовая концентрация диспергированного ве-
щества, определяют размер частиц.
Приведем данные о гранулометрических характеристиках от-
дельных видов гидросмесей, установленных экспериментально
или в результате обобщения опытных данных.
Гидросмеси из диспергированных пород или материалов (глины,
мела, угля, каолина, цемента и т. п.) характеризуются полидис-
персным гранулометрическим составом: при содержании частиц
крупностью менее 0,1 мм приблизительно 80—100%, крупностью
менее 0,050—0,063, около 50—70% (мел при содержании частиц
крупностью более 0,063 мм — до 15%; каолин — частиц более
0,063 мм — до 5%; уголь — частиц более 0,063 мм — до 35%;
цемент — частиц более 0,063 jkjk — до 20%; сода кальцинирован-
ная — частиц более 0,063 мм — до 80%; сульфат натрия — частиц
более 0,063 мм — до 85%).
Сапропели, осадки и различные илы характеризуются поли-
дисперсным гранулометрическим составом при содержании частиц
менее 1 мкм—около 75—80%; основной класс представлен круп-
ностью частиц менее 0,063 мм, причем твердые частицы большей
частью имеют волокнистую форму, что способствует появлению
вязко-пластичных свойств гидросмеси уже при небольшой концен-
трации твердых частиц.
Физико-механические свойства рассматриваемого вида гидро-
смесей зависят также от влажности и зольности (по отношению
к минеральной части или илу). Показатель влажности обычно нахо-
дится в пределах 70—97%. Сапропели по минеральной основе раз-
деляют на песчаные, глинистые, известковые и др. Зольность осад-
ков (особенно осадков сточных вод) 20—40%. Плотность гидро-
смеси р достигает 1250 кг!м\ чаще всего р — 1050 ч-1100 кг!м3.
Бетонные гидросмеси представляют собой полидисперсные
системы, состоящие из воды и частиц цемента, образующих одну
из составляющих смеси — цементное тесто. Мелкий и крупный
заполнитель — песок крупностью до 5 мм и щебень (гравий)
крупностью от 5 до 40 мм и более образуют другую составляющую
смеси (в данном случае дисперсную фазу). Наиболее употребитель-
ные марки цемента содержат классы: 40 мкм — 73%; 40—90 мкм—
25%; 90—200 мкм — 20%. Бетонные смеси характеризуются водо-
цементным отношением, которое изменяется в зависимости от
марки цемента, например, при В : Ц = 0,35 ч- 0,45 расход це-
мента марки «400» и «500» составляет около 300 кг/м3 бетона. Сни-
40
жение соотношения В : Ц приводит к значительному повышению
плотности цементного камня. Так, если соотношение В : Ц сни-
жается от 0,55 до 0,25, плотность бетона трехдневного возраста
повышается в 1,43 раза.
Строительные растворы относятся к полидисперсным систе-
мам, состоящим из воды и мелкомолотой извести (известкового
теста) с влажностью смеси 40—50%; воды, извести, песка (извест-
ково-песчаного раствора) с отношением компонентов от 1 : 3 до
1 : 5 (на один объем известкового теста — три, четыре, пять объе-
мов песка и по одному объему воды в каждый раствор); воды,
извести, цемента, песка (известково-цементно-песчаного раствора)
с соотношением составляющих 1:1:4 (на один объем извест-
кового теста — один объем цемента, четыре объема песка и необ-
ходимое количество воды).
В сложных растворах (известково-цементно-песчаных) при
добавлении в цементное тесто песка свойства смеси будут отли-
чаться от свойств цементного теста. Учитывая, что размеры частиц
цемента (40—100 jhkjh) малы по сравнению с размерами частиц
песка (содержание классов менее 0,15 мм — 5%; 0,15—0,30 мм —
20%; более 0,3 мм— 75%), можно считать цементное место дис-
персной средой, грубодисперсную часть — дисперсной фазой.
В связи с наличием в сложных растворах второго вяжущего ком-
понента — цемента реологические характеристики этих смесей
по своим значениям значительно выше, чем у известкового теста
и известково-песчаных растворов. Поэтому при транспортировании
сложных растворов по трубам необходимо прикладывать значи-
тельно большие усилия к потоку, чем при перекачивании простых
растворов.
Большое значение для перекачиваемости строительных раство-
ров имеет гранулометрический состав песка, форма и характер
поверхности зерен песка и содержание глинистых частиц в нем.
С увеличением средней крупности песка более 0,8 мм перекачи-
ваемость строительных растворов резко снижается. Для повышения
текучести строительных растворов применяют два вида пластифи-
каторов: неорганические (глину) и органические (сульфитно-спир-
товую барду, мылонафт) в малых дозах.
Волокнистые суспензии целлюлозно-бумажной промышленности
(целлюлозная, полуцеллюлозная, древесная, бумажная массы)
представляют собой гидросмеси воды и твердого компонента в виде
волокнистых материалов различной степени измельчения. Для
волокнистых суспензий величина волокон в зависимости от назна-
чения массы изменяется в довольно широком диапазоне — от 0,05
до 0,5 мм по длине и от 0,1 до 70 мкм по толщине. Наличие в суспен-
зии асимметричных частиц, для которых отношение длины к тол-
щине достигает нескольких порядков величин, способствует тому,
что уже при концентрации суспензии более 2% она проявляет
аномальные свойства, а при концентрации свыше 10% суспензия
становится пластическим телом.
41
Кормовые смеси, широко используемые в сельском хозяйстве,
состоят из различных размельченных пищевых отходов: карто-
феля, овощей, фруктов, мяса, рыбы, хлеба, сенной муки и т. д.
Средние размеры частиц основных компонентов кормовых смесей
следующие: комбикорма 0,8—1,04 мм, кормового мела 0,3—0,5 мм,
рыбной муки 0,3—0,6 мм, кормовых дрожжей 0,1—0,2 мм, кусков
сахарной свеклы 3—3,5 мм, сенной муки 1,2—1,5 мм (частицы
отдельных смесей склонны к самодиспергированию в воде). Сред-
няя величина частиц кормовых смесей составляет: зимних 2,2—
2,7 мм, летних 3,20—3,60 мм. Влажность кормовых смесей из-
меняется от 75 до 95%. При влажности менее 90% кормовые смеси
обнаруживают вязко-пластичные свойства. Из всего разнообра-
зия кормовых смесей, как показал опыт эксплуатации установок
гидротранспорта, перемещать по трубам можно лишь те, которые
имеют определенную влажность, вязкость, крупность частиц
и т. д. [27].
Плотность твердой фазы определяется пикнометрическим ме-
тодом. Следует заметить, что при определении плотности мате-
риалов, растворимых в воде, необходимо применять жидкости,
нейтральные к данным материалам. Например, для сульфата на-
трия такой жидкостью служит керосин.
Одной из важнейших характеристик гидросмеси является кон-
центрация твердых частиц в жидкости. Под концентрацией гидро-
смеси следует понимать степень насыщенности твердым веществом
объема, занимаемого гидросмесью. Степень насыщенности может
выражаться массовыми или объемными соотношениями, поэтому
необходимо различать объемную и массовую концентрацию.
Обычно концентрация (объемная) выражается отношением объема
твердых частиц в плотном теле к объему гидросмеси, т. е.
s = (р—p0)/(ps—Ро).	<п-5)
где р, Ро—плотность соответственно гидросмеси, жидкости (воды).
Иногда пользуются массовой концентрацией Si, представляю-
щей собой отношение массы твердого материала к массе всего объ-
ема гидросмеси:
Si = s (ps7p).	(П.6)
Различают мгновенную и среднюю концентрацию в иекотором
выделенном объеме, однако для рассматриваемых структурирован-
ных дисперсных систем ощутимого изменения концентрации по
сечению потока установить не удалось. Поэтому для практических
расчетов применяют формулы (II.5) или (II.6).
Условия гидродинамического взаимодействия твердых частиц
с потоком жидкости выражаются характеристикой, называемой
гидравлической крупностью частиц. Так называется скорость сво-
бодного падения твердых частиц в спокойной жидкости. Эта ско-
рость определяется крупностью, массой и формой частиц. Для
очень мелких частиц сопротивление жидкости их падению про-
42
порционально скорости падения в первой степени (ламинарный
режим обтекания). С увеличением размеров падающих частиц
показатель степени достигает двух (турбулентный режим обтека-
ния). Наблюдаются и промежуточные формы сопротивления при
обтекании частиц потоком.
Установлено, что у диспергированных гидросмесей и скорость
осаждения частиц основного класса и* < 0,0002 м/сек. Поэтому
осаждаются они чрезвычайно медленно. Мерой устойчивости
смеси может служить изменение ее плотности за определенный
Промежуток времени в определенном слое.
Гидросмеси с тонкими классами твердых частиц могут суще-
ственно изменять свои физико-механические свойства. Такое влия-
ние на свойства, например угольных гидросмесей, оказывают ча-
стицы тонких классов угля порядка 0—0,07 мм. Как показали
многочисленные опыты [29], для проявления этих свойств гидро-
смеси количество угля класса 0—0,07 мм (в основном — 0,05 мм)
должно составлять не менее 25—35% по массе к общему коли-
честву угля. Эта величина зависит от класса, марки угля и кон-
центрации гидросмеси.
Рассматриваемые гидросмеси могут быть стабильными и не-
стабильными по условиям их расслаивания в статическом состоя-
нии. Этим свойством в общем случае они обладают ,и в потоке.
Однако при движении в потоке устойчивость гидросмесей' резко
возрастает, и они представляют собой устойчивые дисперсные
системы.
Для практических целей наиболее приемлемы такие стабиль-
ные гидросмеси, которые, имея высокие концентрации, переме-
щаются в трубопроводах при минимальных сопротивлениях без
резко выраженного влияния на движение вязко-пластичных
свойств, а при внезапных остановках не расслаиваются в потоке
на две фазы в течение достаточно длительного времени. Смеси,
обладающие такими свойствами, удобно хранить в резервуарах-
аккумуляторах, их безопасно оставлять в магистральных трубо-
проводах при прекращении перекачивания. Подобные смеси (на-
пример., цементные) позволяют равномерно распределять компо-
ненты при заполнении технологических объемов.
К стабильным гидросмесям можно отнести устойчивые тонко-
дисперсные гидросмеси, а также полидисперсные гидросмеси, со-
стоящие из различных фракций (включая даже крупные). Стабиль-
ность смеси обусловлена наличием определенных структурных
(или коагуляционных) связей, а также режимами транспортиро-
вания (включая технологические факторы — температуру, сте-
пень дезинтеграции и др.).
Мерой стабильности (устойчивости) гидросмеси служит ско-
рость седиментации. Седиментационный объем (объем осадка)
характеризует различие между устойчивыми коагуляционными сус-
пензиями. Оседание частиц в устойчивой суспензии протекает
медленно. Частицы, достигнув дна сосуда, остаются разделенными
.	43
под действием тех же сил, которые препятствуют их агрегации.
Наличие гидратных оболочек, несущих двойной электрический
слой, вызывает отталкивание частиц, препятствуя их слипанию.
В результате частицы, скользя одна по другой, могут занять по-
ложение, характеризующееся минимальной потенциальной энер-
гией, и поэтому осадок может получиться различным по степени
уплотнения.
В противоположность устойчивым суспензиям, коагулирован-
ные суспензии оседают быстрее вследствие образовавшихся агре-
гатов, и осевший осадок занимает большой объем, потому что ча-
стицы сохраняют то положение, в котором они оказались после
соприкосновения.
Приведем примеры, характеризующие седиментационные объ-
емы некоторых устойчивых и коагулированных систем. Устойчи-
вая суспензия кварца (размер частиц 1—5 мкм), содержащая 40 г
твердого вещества в 25 объемах воды, в течение 6 ч образует оса-
док высотой 8,5 мм, в котором имеется 54% кварца (по объему).
То же количество кварца в 25 объемах влажного четыреххлори-
стого углерода (коагулированной суспензии) за 15 мин достигает
конечной высоты осадка, равной 53 мм, что соответствует содер-
жанию кварца 7%.
В диспергированных гидросмесях с высокими концентрациями
по современным представлениям основную роль играют силы тре-
ния частиц, сведенных в структурную решетку, а также взаимо-
действие силовых полей около частиц. Это подтверждается на-
личием существенной разницы в значениях критической концентра-
ции твердой фазы (при которых обнаруживаются динамические
сопротивления сдвигу) для ионогенных и неионогенных смесей.
Даже при малых значениях $ в ионогенных гидросмесях обнару-
живается динамическое сопротивление сдвигу.
Для структурных гидросмесей стабильность в обычном пред-
ставлении всегда связана с образованием коагуляционной струк-
турной решетки. Однако такие смеси (при практически приемле-
мых скоростях) перемещаются в режимах вязко-пластичного тече-
ния с чрезмерно высокими сопротивлениями (см. гл. III). Поэтому
стремятся, сохранив свойства стабильности смесей, уменьшить «до
допустимых пределов» структурные связи.
Исследования показывают, что в зависимости от вида гидро-
смесей и технологических особенностей их использования воз-
можны два способа достижения стабильностей смесей: подбором
дисперсного состава твердой фазы и применением поверхностно-
активных веществ, способствующих образованию лиофобных си-
стем (с разрушенными структурными связями), но и с малыми
скоростями осаждения. Рассмотрим некоторые стабильные (устой-
чивые} гидросмеси.
Для угольных гидросмесей с целью установления соотношения
отдельных классов угля в смеси, обеспечивающих требуемую
стабильность, изучено влияние на свойства гидросмеси частиц
44
угля мельчайших фракций (не превышающих 70 мкм) при разных
концентрациях [31].
Как отмечалось, мерой стабильности (устойчивости) гидро-,
смеси может служить скорость осаждения (коагуляции) твердых
частиц. Для полидисперсных частиц эту величину можно пред-
ставить как понижение уровня отстоявшейся воды во время оса-
ждения гидросмеси (или в виде скорости осветления смеси). Экс-
перименты по изучению характера осаждения частиц в смеси про-
водились при наличии угля в ней классов 0—15 и 0—40 мкм.
Результаты измерения показали, что с увеличением концентрации
скорость осаждения изменяется весьма неравномерно и при до-
стижении некоторой концентрации резко уменьшается. Концен-
трации, при которых скорость расслаивания гидросмеси резко
замедляется, соответствуют sKP (рис. 14), физическое объяснение
этой величине концентрации дано ранее.
Исследования на различных вискозиметрах и эксперимен-
тальном трубопроводе показали, что при движении гидросмесей
различной концентрации, содержащих уголь мелких фракций
(в пределах 0—3 мм), а также некоторое количество угля тонких
классов, в которых размер частиц не превышает 70 мкм, наблю-
дался только турбулентный режим течения. При движении же
смеси, содержащей большое количество частиц размером меньше
70 мкм, и при концентрации более 30% по объему наблюдался
режим вязко-пластичного течения, что обусловливалось измене-
ниями реологических свойств гидросмеси.
Стабильные угольные гидросмеси могут найти применение на
топливо-энергетических комплексах, работающих от магистраль-
ного трубопроводного транспорта и при технологии непосредствен-
ного сжигания водоугольных смесей (без обезвоживания). Напри-
мер, для прямого сжигания угля в циклонных топках теплоэлек-
тростанций после транспортирования по трубопроводу допусти-
мый размер частиц должен составлять 2—3 мм, а при сжигании
в обычных топках 0—200 мкм. Однако угли этих классов могут
иметь самый различный гранулометрический состав, которым, как
45
было показано, определяются физико-механические свойства гид*
росмеси. Особенно важно содержание частиц крупностью до 70 мкм.
Измерения показывают, что гидросмесь, содержащая небольшое
количество этих частиц (до 15%) от всего количества мелкого угля,
транспортируется только в режиме турбулентного течения, но
имеет тенденцию к расслаиванию при прекращении перекачива-
ния или хранения в резервуаре.
Повышенное содержание частиц размером 0—70 мкм делает
гидросмесь более устойчивой, но может вызвать в диапазоне ра-
Рис. 15. Влияние добавок магнетита
на скорость осаждения частиц uf при
содержании магнетита sb %;
бочих скоростей транспортиро-
вания вязко-пластичный режим
течения и привести к неэконо-
мичной работе транспортной си-
стемы. Возникает задача опре-
делить оптимальную грануло-
метрическую характеристику
угля, транспортируемого по
трубопроводу (иначе — соотно-
шения отдельных классов угля)
при разных концентрациях гид-
росмеси. Формулировка задачи
и ее решение применительно
к угольным гидросмесям даны
Э. Г. Кшондзером и А. Е. Смол-
дыревым [14].
Для каждой концентрации
гидросмеси необходимо указы-
вать предельное содержание тон-
ких классов угля: максималь-
1 _ 15; з _ 20; 3 - 26; 4 - 30; 5-35; НОв—ПО уСЛОВИЮ ТраНСПОрТИ-
6 — 40	рования в турбулентном режиме
и минимальное — по условию
устойчивости гидросмеси при хранении. Поскольку физико-меха-
нические свойства гидросмеси определяются содержанием фрак-
ций по массе в % в угле частиц размером менее 70—80 мкм,
целесообразно при рассмотрении оптимальных характеристик
угля руководствоваться не какой-либо одной кривой распределе-
ния, а зоной, границы которой определяются максимально и
минимально допустимым содержанием тонких классов.
В обогатительной практике используются гидросмеси для раз-
деления минерального компонента руд. Их называют тяжелыми
средами. Устойчивость таких смесей достигается добавлением
в них частиц мельчайших классов того же или специально подо-
бранного материала. Для минералов (или горных пород) большой
плотности «утяжеляющая» способность, или их стабилизация, за-
висит от содержания частиц размером 5 мкм. Класс 0—5 мкм
способствует более резкому повышению вязкости смеси. Причина
в том, что такие частицы при определенных условиях являются
46
центрами образования структуры; количество частиц- размером
1—5 мкм в 1 сма достигает 5- 10s—10-Ю8, например, для дости-
жения устойчивости гидросмеси гранулированного ферросилиция
в нее вводят бентонит и магнетит. Добавка бентонита даже до 1 %
в смесь утяжелителя плотностью 2900 кг!ма делает ее достаточно
устойчивой. О влиянии добавок магнетита на скорость осаждения
частиц ферросилиция можно судить по данным на рис. 15.
К бетонным смесям, перекачиваемым по трубам, предъявляются
более высокие требования в отношении стабильности (однород-
ности и постоянства состава), чем к смесям из других диспергиро-
ванных твердых материалов. Смесь с осадкой стандартного ко-
нуса 15—18 см и более не рекомендуется транспортировать по
трубам, так как при этом выпадает крупный заполнитель из по-
тока и создаются пробки. Жесткая бетонная смесь с осадкой ко-
нуса 1—3 см также непригодна (малоподвижна) для этой цели.
Лучшие результаты получены при транспортировании смеси
с осадкой стандартного конуса 8—10 см.
. Результаты опыта показывают, что эффективнее перекачивать
смеси с большим содержанием цемента. Размер зерен крупного
заполнителя не должен превышать г/3 внутреннего диаметра труб.
Целесообразно, чтобы количество пылевидных частиц песка раз-
мером до 0,15 мм находилось в пределах 5%, а мелкого песка
крупностью до 0,3 мм — в пределах 20% от общего количества
мелкозернистой части заполнителя.
Для достижения лучших свойств стабильности (улучшения на-
дежности) смеси используют пластифицирующие добавки в коли-
честве 0,1—0,25% от массы цемента, что обеспечивает при той, же
подвижности экономию 8—10% цемента.
Стабильные гидросмеси характерны и для искусственных ме-
ханически составленных нефтеугольных смесей. Реологические
параметры этих смесей можно получить при использовании нефти
р = 847 кг!ма иц = 0,018 Н'сека!ма при t = 25° (И 1. По сравне-
нию с водой вязкость такой нефти гораздо больше (вязкость воды
примерно в 15 раз меньше). Поэтому стабильные 'нефтеугольные
смеси всегда, с точки зрения параметров транспортирования, будут
более энергоемки при перекачивании, чем водо-угольные.
3.	СПОСОБЫ ОПРЕДЕЛЕНИЯ РЕОЛОГИЧЕСКИХ СВОЙСТВ
Для изучения вязко-пластичных свойств концентрированных
гидросмесей, транспортируемых по трубопроводам, пользуются
определенными способами, в основу которых положено исполь-
зование определенного вида прибора (вискозиметра), опытной
установки и соответствующей методики экспериментальных иссле-
дований.
По результатам экспериментального изучения вязко-пластич-
ных свойств конкретного вида гидросмеси для заданных условий
течения устанавливают так называемые реологические параметры.
47
К ним относятся начальное (статическое) напряжение сдвига т0,
динамическое напряжение сдвига 0в, структурная вязкость т;,
минимальная (ньютоновская) вязкость т)т, эффективная (кажу-
щаяся) вязкость т)' (см. гл. III). В отличие от однородной капель-
ной жидкости вязкость концентрированных гидросмесей не яв-
ляется физической константой, поэтому в данном случае правиль-
нее говорить о псевдовязкости гидросмесей. Реологические пара-
метры, обобщенные для широкого диапазона размеров потока зна-
чений концентрации и дисперсности смеси, называют реологиче-
скими характеристиками. Основные из них относятся к данным
по динамическому напряжению сдвига и структурной вязкости.
Для определения реологических параметров концентрирован-
ных гидросмесей используют приборы и опытные установки, осно-
ванные на продавливании гидросмеси через капилляры и трубы
малого диаметра (5—50 мм)', вращении коаксиальных цилиндров
в исследуемой гидросмеси; тангенциальном смещении (внедрении)
пластинки (конуса) в испытуемую смесь. Приборы, принцип дей-
ствия которых основан на движении гидросмеси в полости прибора
(капиллярные, трубчатые, ротационные вискозиметры), позво-
ляют вычислить предельные и динамические напряжения сдвига
и структурную вязкость. Для измерения предельного напряжения
сдвига применяют пластомеры, U-образные трубки и др.
Определение параметров т) и т0 в трубе (капилляре). Для реше-
ния этой задачи рассмотрим течение вязко-пластичной дисперс-
ной системы в трубе радиусом R и длиной I под действием внеш-
ней силы (силы давления) л/?2 Др0 и противодействующей ей
сиды трения 2л/?/т0. Предельному равновесию соответствует дав-
ление Др = 2/т0//?. В общем случае в таком потоке при наруше-
нии равновесия (Др > Др0) возникает градиент скорости, который
при малых средних скоростях движения проявляется лишь в опре-
деленном кольцевом пространстве. Для такого кольцевого про-
странства с внешним радиусом г и внутренним г0 условие равно-
весия касательных сил, действующих на поверхность кольца, и
сил давления на его торцы выглядит так:
2nrh — 2лго1то = л (г2 — ф Др.
Если вместо т0 подставить его значение для условия равновесия,
то получим
• 2лг/т — лго Ар = яг2 Др — лго Др;
откуда т = г Ьр!21.
Если значение т подставить в уравнение (II.4), то
—т) (duldr) + т0 = Дрг/2/
или
du = (Др/2/т)) rdr + т0/т] dr.	(П-7)
Интегрируя уравнение (II.7), получим
и = — (Др/4/т]) г8’ + (Tq/tj) г -|- С;	(П-8)
48
при и = 0 и г = R (где R — радиус трубы)
(Др/4/i]) Я8 + (to/т)) R + С = О;
откуда
С = (Др/4/i)) R* — (т0/т|) ₽•
Подставив значение С в уравнение (II.8), получим
и = (Др/4/т]) (Я2 - г8) - (To/n) (R - г).	(П.9)
Если г, равное г0, очень мало, то, полагая г0 = 0, найдем
и = Др/?а/4/т) — (Tq/ti) R\
откуда при Др MxJR получим и 0, т. е. на оси трубы ско-
рость меньше нуля. Значит, величиной г можно задаваться только
в диапазоне от R до г0. Следовательно, уравнение (II.9) справед-
ливо для значений г от г0 до R. При г — г0 = 2/т0/Др, и = и0
скорость ядра
«о = (Др/4/п) (R2 - rS) - (то/т)) (R - го) • (П.Ю)
или после преобразований
и0 = (Др/4/Tj) (R - г0)2.	(II.11)
Расход
Q — Qo + Qi.
я
где Qo — пгоио — расход в ядре потока; Qi = j 2лги dr — рас-
г,
ход в кольцевом пространстве вокруг ядра.
Подставляя вместо и, и0 и г0 их значения и интегрируя, полу-
чим после преобразования уравнение Букингама, описывающее
структурный режим течения смеси:
Q = (л/?4/8/п) Др [1 - 4/з (го//?) + ‘/з (4/Я4)]- (П. 12)
Если принять г0 = 0, то Ъыражение (П.12) переходит в из-
вестное уравнение Гагена-Пуазейля, применяемое к однородным
жидкостям:
Q = (л^4/8/р) Др,
где р — вязкость однородной жидкости.
Для практического использования зависимости (П.12) необ-
ходимо определить параметры вязко-пластичного течения т) и т.
Метод определения параметров т) и т заключается в следующем.
Из уравнения Гагена-Пуазейля вытекает, что
р = Др (₽4n/8/Q).	(11.13)
Если известны размеры трубы R и I, перепад давления Др и
расход Q, то согласно уравнению (II. 13) может быть определена
вязкость жидкости. Построив график зависимости Q (Др), полу-
чим прямую линию, наклон которой к оси р равен
tga = Q/Др = л/?4/8/р,	(II.14)
4 А. Е. Смолдырев	49
Наклон этой прямой зависит не только от величины вязкости,
но и от размеров прибора 7? и I. Для определения вязкости пред-
ложено эту прямую строить в переменных [26]:
du! dr = 4Q/n/?s
(11.15)
и
т = bpR/21.
(11.16)
Обычно величину т0 для структурного режима обозначают
0а, как предельное напряжение сдвига для указанного режима
Рис. 16. Зависимость т (duldr) для
структурированной гидросмеси
течения.
Наклон линии на графике
т (duldr) равен
tga = т l(duldr) =
= Ap/?W8QZ = р (11.17)
и не зависит ют размеров R и I.
Если измерения проведены для
одной и той же однородной
жидкости в трубах (капилля-
рах) различной длины и радиу-
сов и прямые течения построены
в координатах т и duldr, то все
они Попадут на одну и ту же
линию.
Если использовать такой подход для определения величин ц
и т0 структурированных дисперсных систем, то для этого уравне-
ние Букингэма следует записать при помощи тех же перемен-
ных х и duldr, т. е.
duldr = (T/п) [1 - % (т0/т) 4 ‘/, (тЛ)4]-	(П.18)
Кривая течения для структурированной гидросмеси, построен-
ная в координатах т и duldr, показана на рис. 16. В действитель-
ности кривую течения во многих случаях аппроксимируют ее
асимптотой, полагая при этом, что х т0. Тогда уравнение Бу-
кингэма перепишем в виде
duldr = (т/т|) [1 — 4/3 (т0/т)].	(11.19)
Величина т) определяется как тангенс угла наклона прямой
линии к оси абсцисс, а предельное напряжение сдвига (статиче-
ское напряжение сдвига) будет равно 3/4 длины отрезка оси орди-
нат от точки пересечения прямой течения до начала координат.
Изложенный метод определения т) и т0 широко применяется для
глинистых, цементных, строительных растворов, меловых, лесо-
вых, угольных, содовых, каолиновых суспензий; кормовых сме-
сей, бумажных, торфяных и навозных масс; осадков сточных вод
и других структурированных дисперсных систем [12, 23, 25, 39].
60
Многие исследователи указывают на расхождений при измере-
ниях т) и т0. Структурная вязкость и предельное напряжение
сдвига, вычисленные по данным потерь давления в трубе определен-
ного диаметра, не совпадают со значениями т] и т0, измеренными
для трубы другого диаметра, причем с увеличением диаметра
трубы т] возрастает, а значение т0 в одних случаях увеличивается,
в других уменьшается.
Одной из возможных причин несовпадения значений т) и т0,
определенных по данным гидравлических исследований на трубах
различного диаметра, является проявление так называемого при-
стенного эффекта.
Течение рассматриваемого вида гидросмесей характеризуется
образованием пристенного слоя жидкой среды незначительной тол-
щины, искажающего структуру вязко-пластичного потока. При-
стенный эффект можно представить как результат повышения те-
кучести в пристенном слое по сравнению с текучестью в объеме.
Пристенный эффект отмечался при исследованиях бумажных и
торфяных масс, глинистых и строительных растворов, бетонных и
кормовых смесей, меловых, угольных, содовых, каолиновых сус-
пензий [21].
Возникновение пристенного эффекта обусловлено следующими
причинами. Частицы дисперсной фазы отделены от измеритель-
ной поверхности (в данном случае внутренней поверхности трубы)
прослойками жидкой среды. Поэтому силы адгезии оказываются
слабыми. В условиях сдвига на частицы дисперсной фазы дей-
ствует момент сил, который приводит гидросмесь во вращатель-
ное движение, вследствие этого проявляется гидростатическое дав-
ление, нормальное к поверхности сдвига, и частицы твердой фазы
отходят от измерительной поверхности, у которой резко повы-
шается концентрация жидкой среды.
Пристенный эффект может быть количественно оценен только
для режимов установившегося течения структурированных дисперс-
ных систем. В этом случае исследования необходимо проводить
на трубах (капиллярах) различного диаметра. Уменьшение влия-
ния пристенного эффекта в трубах, например, созданием искус-
ственной шероховатости лишено смысла, поскольку пристенный
слой значительно снижает гидравлическое сопротивление дви-
жению гидросмесей.
Для вывода уравнения расхода при движении структуриро-
ванной гидросмеси, свойства которой характеризуются уравне-
нием (П.4), при наличии пристенного слоя жидкости примем,
что у внутренней поверхности трубы образуется пристенный слой
толщиной б и вязкостью 1)0, представляющий собой однородную
(ньютоновскую) среду, не прилипающий к стенке. Для пристен-
ного слоя справедлив параболический закон распределения скоро-
сти при ламинарном режиме течения его. Таким образом гранич-
ное условие при г = R — б запишем в виде
и6 - (Др/4/|]0) [/?• — (/? — б)8].	(П.20)
4*	51
При непрерывности скорости движения по сечению на основа-
нии уравнения (П.8) для г = R — 6 имеем
и6 = (Ap/4Zn) (R ~ S)s - (То/П) (Я - б) + С. (11.21)
Обозначив R— б = Ri и приравняв выражения (11.20) и
(11.21), найдем постоянную интегрирования
С = (Др(4/по) (R* - Я?) — (Др/4/П) Я? + (то/п) Яь (И.22)
Подставив С в выражение (II.9) и преобразовав, получим
АВ
Рис. 17. Распределение скоро-
стей гидросмеси в трубе с про-
явлением пристенного эффекта
и = (Др/4/t]) (Я2 — г2)—
— (т0/п) (Я1 —г) +
+ (Др/4/т]о) (Я2 - Я2)- (П.23)
Из анализа уравнения (II.23) вид-
но, что при r=R! скорость на границе
слоя толщиной б равна скорости ue,
определенной формулой (II.20). При
г — г0 скорость и = «о, т. е. равна
скорости ядра потока, и градиент
скорости duldr равен нулю, что можно
видеть из уравнения (II.7). Это под-
тверждает, что при г«СУ0, хотя поток и движется, однако транс-
портирование смеси происходит в виде сплошного стержня, без
взаимного перемещения слоев смеси.
Определим скорость недеформируемого ядра и0. Для этого,
подставив в выражение (II.23) г0 вместо г и использовав подста-
новку т0 = Дрг0/2/, получим после преобразований
«о = (Др/4/т]) (Ях - го)2 + (Др/4/По) (Я2 - Я2).	(П.24)
На рис. 17 показано распределение скорости по сечению трубы,
отвечающее уравнению (II.23). Кривая ВСД выражает распре-
деление скорости структурированной дисперсной системы при
отсутствии пристенного эффекта. Истинное распределение ско-
рости характеризуется кривой АСД с учетом скорости и6 на гра-
нице слоя толщиной б. Вследствие пристенного эффекта расход
смеси в действительности получается больше, чем это обусловли-
вается движением смеси в соответствии со схемой обычного вязко-
пластичного течения на величину объема тела вращения, заштри-
хованного на рис. 17.
Расход Q подсчитывается как сумма объемов тел вращения
О jD iDO*t DiDB и A iABO it
Ri	R
Q = лгоИо + 2л j иг dr + 2л j utfdr. (11.25)
Rt
52
После подстановки Значений и0, и и иб, Вычисленных по фор-'
мулам соответственно (П.24), (11.23) и (11.20), а также интегриро-
вания и преобразований получим
Q = (nrf/U) (Ьр/ч) [1 - 4/з (Дро/Др) + 7з (Дро/Др)4] +
+ (л Др/4/т]0) (W — Я2/?1 + ‘АТ?4).	(П.26)
Первый член уравнения (II.26) представляет собой известное
уравнение Букингама (II. 12) для расхода вязко-пластичной жид-
кости при течении по трубе круглого сечения в пределах измере-
ния г от 0 до R х; второй член является поправкой на объем тече-
ния, обусловленный пристенным эффектом.
Отметим, что аналогичный результат [см. формулу (II.26)]
дает интегрирование дифференциального уравнения Генки-Илью-
шина:
(Puldr* 4-х/а (du!dr)	(Др//т]) — x/i) (т0/г) = 0	(П.27)
для установившегося течения вязко-пластичной жидкости с ис-
пользованием граничного условия (П.20).
Во многих исследованиях при определении реологических кон-
стант т] и т0 использовалось уравнение (II.26) без второго слагае-
мого, при этом полагалось, что расход гидросмеси определяется
объемом Qo^bdo, хотя фактический расход равен Од,лвво при на-
личии пристенного эффекта. Таким образом, поправка на пристен-
ный эффект при течении структурированных дисперсных систем
в трубе сводится к тому, что из измеряемого объема течения должна
быть вычтена величина AQ = фл,лвоо — Сд.лво,» в результате
чего истинная структурная вязкость будет больше кажущейся.
Определим относительную ошибку объема течения, обуслов-
ленную пристенным эффектом. Для этого вычислим с учетом не-
которых преобразований отношение AQ/Qi (Qi = Qbdoo,)» т. е.
AQ/Q = 4 (6//?) (n/Tio) 1/U - 4/з (г0/Я)1-	(П.28)
Как видно из формулы (II.28), относительная величина по-
правки на пристенный эффект прямо пропорциональна отно-
шению 6/7?, которое с увеличением диаметра трубопровода умень-
шается, а следовательно, уменьшается и величина поправки. Этим
объясняется широко распространенное явление возрастания струк-
турной вязкости, определенной по размерам потерь давления
в трубах, с увеличением диаметра трубопровода. Однако при
определенных диаметрах для некоторых концентрированных гидро-
смесей пристенный эффект проявляется незначительно [33].
s Определение т] и т0 по профилю скорости. Из условия про-
порциональности касательных напряжений по сечению потока
перепаду давления следует, как отмечалось, что
т0 = bprJ2l.	(П.29)
53
Поэтому ври наличии экспериментальных профилей скоростей
по сечению трубопровода при течении гидросмеси нетрудно из-
мерить радиус ядра потока, а затем по формуле (11.29) опре-
делить т0.
Используя формулу (П.11) для определения скорости ядра
потока, можно по экспериментальным профилям скорости вычис-
лить структурную вязкость
П = Др (Я _ r0)2/4Zu0,	(II.30)
Рис. 18. Распределение ско-
рости при течении глинистой
гидросмеси в трубе диамет-
ром 100 мм:
/—теоретический профиль ско-
рости
для чего необходимо измерить величины г0 и ие.
Определение т] и т0 по описанному методу было выполнено для
утяжеленных глинистых растворов [15]. Значения г) и т0, вы-
численные по измерениям потерь напора
и по профилям скорости, незначительно
отличались одно от другого. Однако
для обычных глинистых растворов та-
кого совпадения не получилось. Исполь-
зуя значения т] и т0, определенные по
размерам потерь напора, был построен
теоретический профиль скорости по
уравнению Букингама. Теоретический
профиль отличался от профиля, полу-
ченного на основании эксперименталь-
ных данных (рис. 18). Можно предпо-
ложить, что причиной несовпадения
профилей является образование при-
стенного слоя, влияние которого в тео-
ретических расчетах не учтено.
Поэтому есть основания для уточне-
ния расчета профилей скорости. Пред-
полагая, что величина пристенного слоя
не изменяется с изменением скорости
реализации скоростей рассматриваемого
режима, можно составить, систему из двух уравнений для полу-
ченных экспериментальных профилей, используя уравнение
(П.24). В полученной системе уравнений
Uoi = (Api/4Zi])(₽-roi)2 + (Api/4Zno)(₽2-/?i); |
uO2 = (Ap2/4ZTi)(/?-rO2)2 + (Ap2/4ZT1o)(/?2-Z?2) J (
движения в пределах
принимаются за неизвестные бит). Вязкость дисперсной среды
(воды или другой жидкости) считается заданной. Величины uoi,
U02, Пл, г<ю измеряют по полученным ранее распределениям скоро-
стей по сечению.
На рис. 18 изображены два профиля скорости, полученные
экспериментально при течении глинистой гидросмеси по трубе
диаметром 100 мм. Пользуясь изложенным методом, было вычис-
лено, что б = 0,0645 мм, л = 0,0075 н-сек1м.^. Значение структур-
54
ной вязкости, определенное по результатам измерений потерь на-
пора без учета пристенного эффекта, равнялось 0,0057 н-сек!м?.
Таким образом, экспериментально подтвердилось, что истинная
структурная вязкость всегда больше кажущейся для структури-
рованных гидросмесей, проявляющих пристенный эффект.
При определении статического напряжения сдвига по из-
мерениям потерь давления трудно количественно оценить влияние
пристенного эффекта на т0, хотя отрицать этого явления нет осно-
ваний. Как отмечалось, при. деформировании потока у стенки вы-
деляется некоторое количество дисперсионной среды. С умень-
шением диаметра труб это явление проявляется значительнее, по-
этому движение структурированной гидросмеси может наблю-
даться при давлении, меньшем, чем Др0, при этом дисперсная си-
стема будет двигаться как сплошной твердый стержень в трубе.
Следовательно, величина предельного напряжения сдвига умень-
шается из-за проявления пристенного эффекта. По этой причине
величины статического напряжения сдвига, определенные для
труб большего диаметра, всегда больше значений т0, измеренных
для труб меньшего диаметра.
Определение 1) и т0 на ротационном вискозиметре. Остановимся
кратко на принципе действия ротационного вискозиметра. Осо-
бенности конструктивного исполнения и технические характери-
стики прибора излагаются ниже.
Ротационный вискозиметр представляет собой цилиндрический
сосуд, в котором внутренний цилиндр соосно подвешен на упругой
металлической нити или установлен на оси в центрах или под-
шипниках. Кольцевое пространство между цилиндрами - запол-
няется испытуемой дисперсной средой. При вращении наружного
цилиндра в исследуемой среде появляется относительное движе-
ние слоев [26]. На поверхности внутреннего цилиндра возникают
касательные напряжения. Как результат этих напряжений, по-
является крутящий момент, который измеряется по закручиванию
нити внутренним цилиндром. При вращении внутреннего цилиндра
с постоянным крутящим моментом, создацаемым грузами, пере-
кинутыми через блоки или посредством электродвигателя, из-
меряется угловая скорость цилиндра, зависящая от вязкости
среды.
Предположим, что внутренний цилиндр с радиусом Ri вра-
щается с постоянной угловой скоростью Q, а внешний, с радиу-
сом /?2—.остается в покое. Кольцевой зазор между цилиндрами
заполнен вязко-пластичной средой. Полагаем, что слой материала,
прилежащий к внутреннему цилиндру, вращается с той же ско-
ростью, что и внутренний цилиндр, а слой, находящийся в кон-
такте с наружным цилиндром, неподвижен. Такое явление на-
блюдается при отсутствии скольжения материала по измеритель-
ным поверхностям.
Выделим в исследуемой среде слой радиусом г и толщиной dr.
Допустим, что его угловая скорость о, линейная скорость и =
55
= cor. Поскольку угловая скорость изменяется от одного слоя
к другому, то линейная скорость du = rda> + adr. Так как
член a>dr появляется при вращении всего материала среды, то его
не учитываем. В то же время сопротивление сдвигу проявляется
только на изменении скорости rda>. Следовательно, градиент ско-
рости сдвига
duldr = г (da/dr).	(11.32)
Подставив выражение (II.32) в уравнение Шведова-Бингама,
получим
т — т0 = —ту (datldr).	(II.33)
Знак минус в правой части означает, что с увеличением рас-
стояния dr градиент скорости уменьшается.
Так как на поверхности внутреннего цилиндра при вращении
возникают касательные напряжения т, то крутящий момент
М = 2nrhx,	(11.34)
где h — глубина погружения цилиндра в материал.
Приравнивая т из уравнений (II.33) и (11.34), получаем диф-
ференциальное уравнение для вискозиметра с коаксиальными
цилиндрами:
М = 2лйт0га — 2лЛг3т) (daldr).	(II.35)
Разделяя переменные и интегрируя, имеем
—Af/r® = 4лЛт0 In г— 4л/т]ш -у С.	(11.36)
Постоянную интегрирования С находим из условия, что сдвиг
материала распространился на расстояние rt < /?а. Следует за-
метить, что при М < 2лгЛт0 внутренний цилиндр не вращается.
Запишем граничные условия:
г = ]/Л4/2л/1То, (о = 0; г = со = Q.
Постоянная интегрирования
С = —2лЛт0 — 4 л/т0 In V Ml2nhr0. (П.37)
Подставив значение постоянной в уравнение (II.36) и исполь-
зовав второе граничное условие, получим
—Л4//?1 = 4лйто In Ri — 4лЛт)О — 2лАто —
— 4л/пь In YЛ4/2лЛто.	(II .38)
Выражая уравнение (11.38) относительно □ с учетом подста-
новки Л1о = 2л/гто/?1 и упрощений, имеем
£ = (t0/2ti) l(M/M0) — I — In (М/Мо)].	(П.39)
Поскольку отношение крутящих моментов равно отношению
грузов (так как М = Р/?8, где — радиус шкива), приводящих
66
Рис. 19. Способ
устранения кон-
цевого эффекта
внутренний цилиндр во вращение, то уравнение (П.39) перепишем
в виде
Q = (t0/2ti) [(Р/Ро) — 1 - in (Р/Ро)].	(П.40)
При проведении реологических исследований на ротационном
вискозиметре указанного типа измеряют число оборотов ротора N
и груз Р, приводящий ротор во вращение. Согласно уравне-
нию (П.40) кривая N (Р) начинается у оси абсцисс в точке Ро
в виде кривой, выпуклой к оси Р.
Рассмотрим случай, когда сдвиг распространился на весь за-
зор между цилиндрами и наблюдается относительное вращение
слоев. Для этого случая граничные условия за-
пишутся так:
г = /?2, со = 0; г = /?ь со = й.
Постоянная интегрирования
С = —(M/Rl) — 4лЛт0 In Р2.	(П.41)
После подстановки С в уравнение (II.36) и
преобразований получим
М = т)[4лЛЯ?ЯЖ-Я1)].
[Q + (WT)ln(Pi/P2)].	(П.42)
Для указанного случая зависимость N (Р)
в соответствии с уравнением (II.42) становится
линейной. Для практических целей важен этот
прямолинейный участок реологической йривой. Предельное на-
пряжение сдвига находим из уравнения (II.34):
то = Л40/2лЛР1 = Po₽3/2n/iPi = k (Ро — А),	(11.43)
где Р> — величина груза, определяющего трение в подшипниках;
k = Rzgl2nhR\ — постоянная прибора.
Данная постоянная справедлива для цилиндра бесконечной
длины или цилиндра с плоским дном, в котором имеется выемка
для образования воздушного пузыря. Из условия Pi —
— (Р')2/2/?1Л<С 0,01, задаваясь значениями Рг и Л, можно опре-
делить радиус выемки R' (рис. 19), при котором погрешность опре-
деления т0 из-за неучета донной поверхности внутреннего ци-
линдра будет меньше 1%.
Для определения структурной вязкости вычтем из уравнения
вида (П.42) для Л4Х значения М2, причем Мх > М2:
Мг - М2 = т| [4лЛЯ1Я2/(Я2 -Я?)] (Qi ~ Оа). (П.44)
Заменим крутящие моменты произведением PR3, перейдем от
угловой скорости Q к числу оборотов ротора N и, решая уравне-
ние (П.44) относительно т), получим
т| = [(А -Р2) Яз£: (Nt - N2) 8л2] [ЛЯ?Я1: (Я2 - Я?)]"1- (П.45)
57
Величина Р2 определяется длиной отрезка оси абсцисс от на-
чала координат до точки пересечения прямолинейного участка
кривой N (Р) и, следовательно,
т) = JfeiP/ЛГ,	(11.46)
где ki — 7?3fif/[8n2/i/?iP2/(/?2 — Pi)] — постоянная прибора.
Получённая постоянная справедлива для цилиндра бесконеч-
ной длины. Для коаксиальных полусфероцилиндрических виско-
зиметров (типа РВ-7, РВ-8) при измерении т] необходимо учитывать
поправку на концевой эффект/ обусловленный передачей момента
на внутренний цилиндр от дна прибора. Вследствие весьма слож-
ного распределения скоростей сдвига в зазоре, образованном полу-
сферами, ротора и дна, постоянная k такого вискозиметра опре-
деляется приближенно и равна
k = адвя2	- /?2) + ₽?$/($ - /??)] -	(П.47)
Рассмотрим кратко некоторые явления, возникающие при из-
мерениях на ротационных вискозиметрах и учет которых анали-
тически затруднителен.
Многочисленными исследованиями установлено, что структур-
ный режим течения дисперсной среды в зазоре между цилиндрами
возможен лишь до определенных чисел Рейнольдса. Этот режим
течения дисперсной среды в зазоре между неограниченными коа-
ксиальными цилиндрами следует считать устойчивым, если при
сколь угодно малом возмущении поля скоростей, наложенном на
основное течение, траектории твердых частиц отличаются весьма
незначительно; если же траектории частиц будут существенно от-
личаться от окружностей, то такое течение будет неустойчивым.
Критическую угловую скорость внутреннего цилиндра, при
которой начинает появляться неустойчивость движения структу-
рированной дисперсной системы в зазоре &R, можно определить
формулой
Д/?аОр/г] = 2000.	(11.48)
При больших угловых скоростях пренебрежение тепловым эф-
фектом может приводить к значительным ошибкам при изменении
структурной вязкости. Установлено, что при о) = 300 Мсек тем-
пература среды с вязкостью в начале опыта 50 н-сек1мг увеличи-
вается на 10—12° С по сравнению с температурой коаксиальных
цилиндров (опыты В. П. Павлова). При этом ошибка в определении
вязкости достигает 100%.
Установлено также, что в потоке структурированных сред
тепловыделение значительно ниже ожидаемого -и наблюдаемого
при течении однородных жидкостей, имеющих такую же вязкость.
С другой стороны, при остановке потока, в ротационном вискози-
метре температура среды возрастает вследствие процесса структу-
58
рирования. Отсюда следует, что из полной энергии, расходуе-
мой на создание потока, значительная часть ее преобразуется
в тепло.
Выше упоминалось о возникновении концевого эффекта в полу-
сфероцилиндрическом вискозиметре. Однако этот эффект наблю-
дается во всех конструкциях ротационных вискозиметров, но
проявляется он в разной степени, что обусловлено конструкцией
вискозиметров. Определение поправки на влияние дна представ-
ляет значительные трудности, поэтому основные расчетные фор-
мулы для ротационных вискозиметров выводятся без учета воз-
мущающего влияния дна прибора. На практике стараются опре-
деленными конструктивными решениями ротационных вискози-
метров исключить влияние дна [2].
При исследовании реологических свойств структурированных
дисперсных систем с высокой концентрацией на ротационных
вискозиметрах в придонной области прибора могут развиваться
значительные нормальные напряжения. Так, на вискозиметрах
РВ-8 это явление проявляется не только в изменении формы ме-
ниска исследуемой среды, но и вызывает, «наматывание» (наполза-
ние) смеси на внутренний цилиндр и выход его изч зазора между
цилиндрами. Ослабить этот эффект можно, использовав ртутную
донную подушку. Необходимо отметить, что пока отсутствует
теоретическое обоснование данного явления (называемого часто
эффектом Вейсенберга) в условиях простого сдвига. Не имеется
также и достаточных экспериментальных данных для проверки
таких построений.
Наблюдения показывают, что в структурированных гидросме-
сях эффект Вейсенберга проявляется при высоких концентрациях,
близких к значениям, при которых почти исчезает текучесть. Рас-
сматриваемый эффект обусловливает до некоторой степени про-
явление пристенного эффекта в ротационных вискозиметрах. По-
явление нормальных напряжений в структурированной системе
способствует.выдавливанию дисперсной среды в направлении, пер-
пендикулярном к поверхностям сдвига, и последняя отжимается
к поверхностям внутреннего и наружного цилиндров. Поэтому
пристенный слой обогащается жидкой средой, что уменьшает его
предел «прочности по сдвигу» и облегчает развитие течения в за-
зоре. В связи с этим может значительно изменяться в потоке ско-
ростное поле.
Чтобы уменьшить влияние пристенного эффекта, измеритель-
ную поверхность в ротационных приборах рифлят. В этом случае
за измерительную поверхность принимают поверхность, каса-
тельную к выступам рифлений. Однако применение, рифленых из-
мерительных поверхностей не гарантирует от полного устранения
пристенного эффекта (существенную роль играет профиль рифле-
ний, особенно профиль внешней части выступов). Опыты на шеро-
ховатых поверхностях целесообразно производить при низких
скоростях деформации, поскольку после разрушения структуры
£9
Рис. 20. Схема кони-
ческого пластомера
в гидросмеси рифления могут вызвать значительные возмущения
в движущемся потоке.
Определение т0 методом погружения конуса. В некоторых
случаях для характеристики гидросмеси необходимо определить
механическую прочность структуры, т. е. предельное напряжение
сдвига т0 при малых скоростях деформации, т. е. для начала те-
чения. Для этого пользуются методом погружения конуса (мето-
дом конического пластометра) [21]. Этот метод состоит в опреде-
лении параметров погружения конуса в исследуемую дисперсную
систему под действием постоянной нагруз-
ки F, что и дает условную реологическую
характеристику — кривую течения (рис. 16),
выражающую зависимость скорости погру-
жения duldt от напряжения сдвига т, непре-
рывно уменьшающегося по мере погружения
вследствие увеличения площади контакта
конуса с системой.
Величину т0 вычисляют по предельному
погружению конуса h под давлением нагруз-
ки F. При этом полагают, что при внедрении
конуса имеет место течение слоя системы
вдоль боковой поверхности конуса (рис. 20).
Это условие осуществляется в достаточно
пластичных системах, поэтому напряжение сдвига т0, вызываю-
щее это течение, определяется проекцией силы F, действующей
на конус, на образующую конуса I, отнесенную к единице пло-
щади S соприкосновения конуса со средой:
т = F/S = F cos (а/2)/лг/.	(П.49)
Из геометрических соотношений (рис. 20) следует
г = Л tg (а/2); I = Л/cos (а/2); 1
S — nrl = nh2 tg (а/2)/cos (а/2). J	I • )
С учетом формул (11.50) запишем уравнение (11.49) в виде
т = т0 = ka (F/h2),	(П.51)
где k = 1/п cos8 (а/2) ctg (а/2) — константа конуса, зависящая от
угла а при его вершине.
Для устранения случайных ошибок целесообразно при опре-
делении величины т0 методом конического пластометра исполь-
зовать конусы с различным углом а. Для исключения краевых
эффектов исследуемая среда должна быть помещена в сосуд (ем-
кость) достаточно большого объема.
Определение т0 методом тангенциального смещения пластинки.
Наиболее точным (но технически недостататочно совершенным)
методом определения прочности структуры по величйне предель-
ного (для начала течения) напряжения сдвига т0 в структуриро-
60
Рис. 21. Изме-
рение т0 методом
широметра
ванных дисперсных системах является метод тангенциального сме-
щения пластинки. Сущность метода заключается в определении
усилия, необходимого для сдвига пластинки, погруженной в иссле-
дуемую среду (рис. 21). Прямоугольная рифленая пластинка 1
из пластмассы или алюминия подвешивается жесткой тягой 2
к пружине динамометра 3. Для измерения т0 пластинку полностью
погружают в исследуемую среду, помещенную в емкость 6 прямо-
угольного сечения, укрепленную на подъемном столике. Если
столик с емкостью опускать с постоянной скоростью, то пружина
будет растягиваться и в дисперсной системе воз-
никнет напряжение сдвига т0. Растяжение пру-
жины измеряется по шкале 5 с помощью микро-
скопа 4, снабженного окулярным микрометром.
Напряжение сдвига вычисляют по растяжению
пружины и соответствующему этому растяжению
усилию F и боковой поверхности пластины S.
Значение т0 соответствует наибольшему усилию F,
приложенному к пластине и определяемому в мо-
мент, когда пластина начинает смещаться относи-
тельно исходного положения. При отсутствии
скольжения дисперсной системы вдоль поверх-
ности пластин величина
т = т0 = F/2S.	(П.52)
На этом принципе основано действие различ-
ных типов широметров.
Определение т0 методом торсиона (закручивания
цилиндра). Метод основан на определении дефор-
мации кручения торсионов (проволок, стержней,
труб, пружин), связанных с одной из измерительных поверхно-
стей в ротационных приборах. Во всех случаях деформация тор-
сиона должна быть меньше деформации, соответствующей пределу
материала, из которого он изготовлен. При измерении и регист-
рации крутящих моментов в широких пределах их изменения
обычно необходимо использовать набор торсионов.
Принципиальная схема торсионного вискозиметра (по Шведову)
изображена на рис. 22. В специальной муфте 1 закреплена упру-
гая нить (проволока) 2, к которой подвешен рифленый цилиндр 4
с зеркальцем 3. Цилиндр 4 полностью погружают в исследуемую
дисперсионную среду 6, заполняющую наружный цилиндр 5. При
повороте цилиндра крутящий момент вызывает сдвиг в концен-
трических слоях дисперсной системы, что обусловливает поворот
цилиндра 4 на некоторый угол ф, пока не установится равновесие
между упругостью закрученной нити и приложенным моментом.
При равновесии момент кручения нити соф равен моменту сил,
приложенных к цилиндру 4 (xZnRJiRJ, следовательно,
Соф = т2л/?1/г,
(П.53)
61
где с0 — жесткость проволоки; 7?i—радиус внутреннего ци-
линдра; h — глубина погружения внутреннего цилиндра.
Из уравнения (11.53) находим предельное (начальное) напря-
жение сдвига, определяемое углом закручивания нити фо» в мо’
мент, когда внутренний цилиндр проскальзывает относительно
дисперсной системы
то = Cotyo/2jiRih. (11.54)
Для регистрации углов закручивания тор-
сионов применяют оптический способ. По
отклонению луча света, падающего на зер-
кальце 3, определяют угол закручивания
торсиона, используя для этого источник све-
та 7 и шкалу 8. Если диаметр внутреннего
цилиндра невелик по сравнению с его высо-
той, то влиянием дна цилиндра 6 можно
пренебречь, или же оно может быть учтено
специальными опытами [2].
Аналогичен описанному метод измере-
ния т0, когда внешнее усилие прилагают
Рис. 22. Измерение т0 к специальной крутильной головке, в кото-
методом торсиона рой зафиксирована упругая нить с подве-
шенным к ней цилиндром 4. В этом случае
величину т0 также определяют по формуле (П.54). На этом прин-
ципе построены эласторелаксометры, пластомеры и другие при-
боры для определения сдвиговых характеристик систем.
Вискозиметры и экспериментальные установки
Практикой .технического выполнения и обслуживания трубо-
проводных установок на различных производствах в значительной
степени определены область применения и достоверность рассмо-
тренных ниже способов определения реологических параметров
концентрированных гидросмесей. Так, в геологоразведочных,
горнообогатительных и химических производствах основным спо-
собом является вискозиметрическое исследование с проверкой
в отдельных случаях результатов исследования на лабораторных
или полупромышленных установках. Кроме того, для этой цели
применяют сдвигомеры различных систем. В строительной про-
мышленности пользуются наиболее простым (например, для бетон-
ных смесей единственно допустимым) способом с использованием
методики погружения конуса. Целесообразность применения того
или иного типа вискозиметра или другого прибора определяется
особенностями концентрированных гидросмесей проявлять вязко-
пластичные свойства.
Капиллярный вискозиметр предназначен для снятия кривых
зависимости количества гидросмеси, протекающей через капил-
ляр, от перепада давления между концами капилляра, вызвав-
62
Рис. 23. Капиллярный вискозиметр
конструкции АзНИИДН
шего истечение гидросмеси. На капиллярном ьискбзиметре кон-
струкции лаборатории гидромеханики АзНИИДН определяются
реологические параметры глинистых и цементных гидросмесей,
а также нефте-цементно-песчаных смесей.
. Вискозиметр (рис. 23) представляет собой цилиндрический со-
суд 3, в нижней части которого посредством накидной гайки 2
закреплен капилляр (труба) 1. Опыты проводятся при разной
длине и разных диаметрах капилляров. В верхней части цилин-
дрического сосуда через крышку 5
посредством промежуточного сое-
динительного устройства 6 к на-
кидной гайке 7 присоединяется
воздушная линия 8. Для поддер-
жания постоянной температуры
вискозиметр концентрично поме-
щен в емкость 4, соединяющуюся с
термостатом.
Закрыв нижний конец капил-
ляра (чтобы гидросмесь не выте-
кала), в сосуд вливают испытуе-
мую гидросмесь. Завинтив крыш-
ку сосуда, последний присоеди-
няют к линии компрессора 12 че-
рез манометр 9. Открывают вен-
тиль 11 и на линию от компрес-
сора 12 поступает воздух. Пока-
зания манометра регулируются ре-
дукторов 10.
Установив на манометре нуж-
ное давление и поддерживая его
постоянным, открывают нижний
конец капилляра; под давлением гидросмесь начинает течь. Одно-
временно подставляют мерный сосуд под капилляр и включают
секундомер; через определенный промежуток времени сосуд уби-
рают. Те же операции повторяют при увеличении давления.
Так, в течение определенного времени для каждого давления
фиксируют объем вытекшей гидросмеси.
По окончании эксперимента полученные данные обрабатывают.
На технических весах взвешивают отдельно каждый мерный сосуд
с гидросмесью и, зная массу пустого сосуда, определяют массу
протекшей гидросмеси при разных давлениях. Зная плотность
гидросмеси, находят ее объем. Затем вычисляют секундный расход
Q = Wit,
где t — время, в течение которого вытекает гидросмесь объемом W.
Суммируя показания манометра и гидростатическое давление,
определяют общий перепад давления в капилляре
&Р = р' + р",
63
где р' — показание манометра, р" — (h — W!Fe) р — показание
манометра при высоте h вискозиметра вместе с капилляром;
W*— объем вытекающей гидросмеси в сосуд плюс объем выте-
кающей гидросмеси в промежутках между замерами; Ft — сред-
няя площадь поперечного сечения вискозиметра.
Зная для каждого значения перепада давления в капилляре
соответствующее значение секундного расхода, строят зависи-
мость Q от Др, с помощью которой вычисляют величины duldr и т
для определенной скорости потока. Значения предельного напря-
жения сдвига и структурной вязкости определяют по форму-
ле (11.19) или по графику т (duldr) методом, описанным выше.
Необходимо подчеркнуть/ что измеренные значения Др опре-
деляются не только сопротивлением от сил вязкости и предель-
ного напряжения сдвига, но и потерями на входном участке и
созданием некоторого количества кинетической энергии при исте-
чении. Поэтому при определении т] и т0 в капилляре следует из
замеренных значений Др вычесть потери напора, которые расхо-
дуются на получение кинетической энергии и преодоление сопро-
тивлений на начальном участке. В этой связи для измерения реоло-
гических параметров вязко-пластичных гидросмесей наиболее
удобны трубчатые вискозиметры, поскольку обработка данных
измерений на таком вискозиметре намного проще, чем на капил-
лярном.
Опыт показывает, что применение капиллярных вискозиметров
дает наилучшие результаты при работе на вязких однородных по
составу средах, коллоидах или близких к ним гидросмесях (с тон-
чайшими по крупности частицами).
Ротационный вискозиметр РВ-8. При исследовании реологи-
ческих параметров различных концентрированных гидросмесей
широко пользуются прибором интегрального типа с полем каса-
тельных напряжений в изучаемой среде, близким к однородному, —
ротационным вискозиметром РВ-8. Прибор предназначен для из-
мерений реологических параметров вязких сред в пределах изме-
нения температур от—60° до 150° С. Наружный цилиндр прибора
неподвижен, внутренний приводится во вращение падающими
грузами. Число оборотов внутреннего цилиндра отсчитывается
по шкале и указателю с использованием секундомера. Предел
измерения вязкости 0,5—106 н-сек/м2, напряжений сдвига —
&-104 «-л2.
Чтобы установить реологические параметры исследуемой среды,
(гидросмеси), необходимо располагать кривыми течения в широ-
ких пределах изменения скорости деформации. Получить данные
измерений в широком диапазоне (и особенно критические при пере-
ходе от одного режима к другому) значений чисел оборотов вну-
треннего цилиндра вискозиметра РВ-8 при визуальных отсчетах
затруднительно. Поэтому в последнее время в ротационных виско-
зиметрах начали применять автоматические устройства, обеспе-
чивающие измерение скорости вращения с высокой точностью.
64 '
Для измерения частоты вращения используют фотоэлектрические,
емкостные и радиоактивные датчики.
Наиболее распространено измерение частоты вращения с по-
мощью фотоэлектрических датчиков на полупроводниковых при-
борах. Фотоэлектрические датчики дают возможность измерить
число импульсов непосредственно для внутреннего цилиндра виско-
зиметра РВ-8. Для этой цели к верхней части шкива (рис. 24)
прикрепляют пластмассовое кольцо 2 с двумя прорезями. По этому
диаметру с одной стороны устанавливают источник света 1, с дру-
гой — фотосопротивление 3, включенное в цепь катушки электро-
магнитного реле 4 с небольшим током срабатывания (50 ма) к ка-
Рис. 24. Схема устройства для измерения числа оборо-
тов ротационного вискозиметра
тушке которого последовательно со счетчиком импульсов 5 под-
ключены замыкающие контакты реле. Включение этого счетчика
тумблером 7 производится одновременно с включением электро-
секундомера 6.
В момент, когда вращающийсяТвнутренний цилиндр займет
положение, указанное на рис. 24 и луч света от источника по-
падет на датчик, сопротивление цепи уменьшится и через катушку
пойдет ток, сила которого достаточна для срабатывания реле.
Счетчик с секундомером подключится лишь после включения тум-
блера. После того как при повороте внутреннего цилиндра пре-
кратится доступ светового луча к фотосопротивлению, сила тока
в цепи реле уменьшится и контакты разомкнутся. За каждый обо-
рот внутреннего цилиндра счетчик отсчитывает два импульса.
Источник света включается только при освобождении тормоза 8,
который сблокирован с микровыключателем 9, находящимся в цепи
питания источника света. Схема включения полупроводниковых
элементов проста и отличается высокой эксплуатационной надеж-
ностью. Измерители скорости вращения на базе фотосопротивле-
ний допускают скорость счета до 12 имп1сек и широко применяются
в других ротационных вискозиметрах.
Для измерения угловой скорости <л оказался пригодным опти-
ческий метод. Он заключается в регистрации течения с помощью
фотоэлемента, помещенного в плоскости изображения телескопа,
5 А. В. Смолдырев	65
сфокусированного на зазор мбжду цилиндрами. При использо*
вании этого метода верхняя крышка вискозиметра должна иметь
специальный вырез. Измерения проводят так. Чтобы выделить
линии тока в гидросмеси, на ее поверхность наносят какие-нибудь
частицы, например, алюминиевые опилки, полистироловые ша-
рики, пузырьки газа. Затем с помощью фотоэлемента фиксируют
угловую скорость ротора вискозиметра.
Наиболее очевидные источники погрешности ротационных вис-
козиметров — эксцентричность осей цилиндров, непараллель-
ность их, отклонение поперечных сечений цилиндров от идеально
круговых, неоднородность температуры в рабочем объеме. Уста-
новлено, что эксцентричность осей, равная 2%, приводит к изме-
нению величины со и, следовательно, к погрешности определения
вязкости смеси порядка -0,5 % (эксцентричность определяется как
отношение расстояния между осями к величине зазора А/?). Не-
параллельность осей цилиндров в пределах 0,1% и некруглость
внутреннего или внешнего цилиндров до 0;5% изменяют величину
угловой скорости со не более чем на 1 %; погрешность измерения
вякзости при этом достигает 3%.
Ставились опыты, в процессе которых изменяли температуру
внутреннего и внешнего цилиндров и сравнивали результаты из-
мерения реологических характеристик смеси в этих условиях с нор-
мальными (при равных температурах обоих цилиндров). Оказа-
лось, что градиент температуры, равный 0,7 град!см, приводит
к изменению вязкости смеси на 4%. Поэтому можно допускать
температурные градиенты величиной до 0,02 град!см, не изменяя
значений вязкости больше чем на 0,1 %.
Для исследования концентрированных гидросмесей, представ-
ленных материалами с размерами частиц 3 мм и более (например,
угольные смеси, строительные растворы, кормовые и навозные
смеси), существенное значение имеет выбор рабочего зазора виско-
зиметра. При этом следует помнить, что увеличение зазора виско-
зиметра приводит к неоднородности полей градиентов скорости и
напряжений сдвига слоев. Наличие неоднородности напряженного
состояния для ньютоновских жидкостей несущественно при обра-
ботке результатов вискозиметрических измерений, но оно весьма
усложняет обработку результатов вискозиметрических исследо-
ваний, полученных на ротационных приборах с большими зазо-
рами для вязко-пластичных смесей. Поэтому для выполнения ус-
ловия однородности полей напряжений сдвига слоев и градиентов
скорости приходится для указанных смесей изготовлять ротацион-
ные вискозиметры больших размеров при соблюдении отноше-
ния (/?2//?1)а—» 1. В этом случае при зазоре вискозиметра 20—
30 мм диаметр ротора должен превышать 400 мм и соответственно
увеличиваться высота ротора.
Трубчатый вискозиметр. Капиллярные вискозиметры можно
применять, когда размер частиц исследуемой гидросмеси при-
мерно менее 25 мкм. Поскольку гранулометрический состав боль-
66
пицц nia концентрированных гидросмесей неоднороден, необхо-
димы yriройства с диаметром капилляра 1 см и более. Поэтому-
ini юры н другие исследователи применяют трубчатые вискози-
Mi'i ры, работающие по принципу капиллярных, которые позволяют
пр<1П<1Д11Т1> различные исследования гидросмесей в широком диапа-
iiiik* их дисперсных характеристик [23, 25, 34].
Трубчатый вискозиметр (рис. 25) состоит из двух цилиндров
(напорного 10 и приемного 2), соединенных трубкой 11. Цилиндры
Рис. 25. Схема трубчатого вискозиметра
укреплены в металлических стаканах 4. В конических днищах
стаканов имеются отверстия для термометров. Напорный цилиндр
герметически закрыт крышкой и снабжен штуцером для присоеди-
нения шлангов от маностатов 7 и 8. Сменные трубки 11 заканчи-
ваются п резервуарах коническими насадками, обеспечивающими
спокойное поступление гидросмеси. Соосность положения трубы
и насадок достигается специальными центрирующими шайбами.
Для-установления определенного температурного режима при-
емный и напорный цилиндры имеют термостатическую рубашку 3,
и и оloiuiciniyio из оргстекла. Вода, нагретая термостатом 5 до
определенной температуры, перекачивается последовательно через
рубашку каждого цилиндра и поступает обратно в термостат.
Для создания равноплотного состояния гидросмеси по высоте
цилиндры снабжены метальными устройствами. В приемном ци-
линдре привод 1 метального устройства установлен сверху, в на-
порном цилиндре — снизу.
5*	,67
0
0
HI
Рис. 26. Схема автоматиче-
ского устройства для изме-
рения расхода гидросмеси
Гидросмесь перемещается по трубке под действием постоянного
давления, поддерживаемого в течение всего опыта. Отрицательное
давление в одном из моностатов обеспечивается вакуум-насосом 13,
положительное давление в другом моностате создается компрес-
сором. Величина давления и разрежения контролируется мано-
метром. Давление и разрежение изме-
няются микрометрическим краном 9.
Для измерения перепада давления
при перемещении суспензии из одного
цилиндра в другой к трубке 11 подклю-
чается дифференциальный манометр 12.
Измерительная система соединяется с во-
допроводом и снабжается стеклянными
кранами для наблюдения за попаданием
воздуха в измерительную систему от
компрессора 6.
Для измерения расхода гидросмеси
применяют поплавковое устройство, про-
тивовес которого движется снаружи
приемного цилиндра вдоль мерной шка-
лы, предварительно протар ированнойг
на воде. Для повышения точности изме-
рения целесообразно применять фото-
электрические датчики. Принципиаль-
ная схема такого автоматического
устройства показана на рис. 26. Проти-
. вовес перемещается в стеклянной труб-
ке, используемой в качестве направляю-
щей, вдоль которой расположены два
источника света, а напротив них соот-
ветственно два фотодиода. Источники
света и фотодиоды размещены один от
другого на расстоянии, соответствую-
щем изменению объема в цилиндре на
1 л, на 2 л и т. д. Противовес через блок соединен гибкой
нитью с поплавком, плавающим на поверхности суспензии.
При наполнении цилиндра 2 (см. рис. 25) противовес начинает
перемещаться и при своем движении перекрывает сначала первый
источник света, включая тем самым электросекундомер, а затем
второй источник света, выключая электросекундомер. Напряже-
ние в обмотках электромеханических реле управляется фотодио-
дами. Когда фотодиод освещен, напряжение и сила тока в обмотке
реле достаточны для его срабатывания. При перекрывании света
в обмотке реле напряжение и сила тока становятся меньше порога
срабатывания реле. Так, в исходном положении, когда свет по-
падает на фотодиод 12 (ФД-1), напряжение на обмотке реле дости-
гает порога срабатывания. При этом обмотка реле 1 обесточена
и соответственно через размыкающий контакт..2 напряжение пита-
68
пип па электросекундомер не подается, т. е. электросекундомер
ныключен.
При перекрывании первого источника света 13 (лампы МН-18)
и корь реле 11 отпускается и через замыкающий контакт 3 на об-
можу реле 1 поступает напряжение питания током, контакт 4
in мы кается, электросекундомер включается. Когда противовес
находится между двумя источниками света, электросекундомер
остается включенным, поскольку напряжение на обмотку реле
поступает через замыкающие контакты 5 и 6. При перекрывании
второго источника света напряжение на обмотке реле 10 падает,
контакт 5 размыкается и подача напряжения на обмотку реле 1
прекращается. При этом контакт 4 реле 1 размыкается и электро-
сскундомер выключается.
В схеме предусмотрено измерение времени прохождения проти-
вовеса в обратном направлении, для чего используются размы-.
кающий контакт 9 реле 10 и контакты 7 и 8. В этом случае тумб-
лер П1 переключают из положения / в положение II.
Работа на трубчатом вискозиметре осуществляется так. Между
цилиндрами устанавливают трубку определенного диаметра. Тер-
мостат и термостатирующие рубашки на цилиндрах заполняют
водой. В течение некоторого времени воду нагревают до требуемой
температуры. Затем в приемный резервуар наливают предвари-
тельно нагретую суспензию. С помощью кранов, соединяющих
напорный цилиндр с маностатами положительного и отрицатель-
ного давления, суспензию несколько раз перекачивают из одного
цнлнндпл в другой, чтобы выравнять температуру во всем объеме
млн гой суспензии. Далее открывают краны и напорный цилиндр
соединяют с маностатом отрицательного давления. Уровень гидро-
смеси в напорном'цилиндре повышается. Переключая напорный
цилиндр на маностат положительного давления, выдавливают
гидросмесь из цилиндра по трубке в приемный цилиндр. Вели-
чина перепада давления, при котором происходит опыт, контро-
лируется по манометру. Постоянство давления во время опыта
обеспечивается путем регулирования его микрометрическим кра-
ном. Для суммирования величины перепада давления на опытном
участке можно использовать ртутные дифманометры или другие
приборы, предназначенные для измерения давлений.
Перед началом опыта гидросмесь в обоих цилиндрах переме-
niiiiiaior. Чтобы установить следующий температурный режим,
гидросмесь из прибора сливают. Затем дополнительно подогрев
молу и термостате и рубашках, а также в слитую суспензию, ее
снона залипают в приемный цилиндр и исследования продолжают.
Существуют и другие модификации трубчатого вискозиметра,
в которых течение гидросмеси возникает при движении поршня
в напорном цилиндре или под действием насоса. В этом случае
ус гановка приобретает вид обычного стенда для исследования пара-
метров гидротранспорта. При работе с трубчатыми вискозиметрами
обычно используют трубки диаметром х/|—2".
69
Рассматриваемые вискозиметры наиболее приспособлены для
работы на гидросмесях с полидисперсными диспергированными
материалами.
Конический пластомер. Основной рабочей частью конического
пластомера (рис. 27) является металлический конус 2 и сосуд 1.
Для исключения проскальзывания гидросмеси по металлу поверх-
ность конуса выполняется ребристой. Конус соединяется со штан-
гой, которую можно перемещать в вертикальном направлении по
роликам, установленным для умень-
шения трения на шарикоподшипни-
ках. Диск, расположенный над кону-
сом, служит для установки дополни-
тельных грузов 8.
Глубина погружения конуса отсчи-
тывается по шкале индикатора 6
с точностью до 0,01 мм. Шкала инди-
катора позволяет изменять погруже-
ние конуса на расстояние до 10 мм.
Для измерения большей глубины
погружения служит механизм упора 5.
Он состоит из четырех пластин, жестко
связанных и расположенных на опре-
деленном расстоянии одна от другой.
Индикатор устанавливается на нуле-
вое положение вращением верхнего
диска 4 в правую или левую стороны.
В центре круглой плиты, жестко свя-
занной с П-образной станиной 3,
укреплен подъемный столик 9, крыш-
ка которого может перемещаться
вдоль вертикальной оси прибора.
Грубая установка столика осуществляется при помощи стопор-
ного винта, более точное регулирование его положения дости-
гается вращением микрометрической гайки. На крышке подъем-
ного столика располагается сосуд с исследуемой гидросмесью.
Пусковая кнопка 7 служит для удержания штанги и конуса
в поднятом положении, а также для освобождения их в мо*----
начала опыта.
Перед- началом измерений прибор устанавливают по ур<
с помощью винтов 10. ‘Сосуд 1 ставят на крышку подъемного
лика и поднимают так, чтобы между поверхностью материа
вершиной конуса оставался небольшой зазор. В этом полож
крышку подъемного столика закрепляют. Вращением микроме
ческой гайки поверхность материала приводят в соприкоснов
с острием конуса и стрелку индикатора устанавливают в нул
положение на шкале. После того как сосуд с гидросмесью усте
лен под острие конуса, а индикатор отрегулирован, нажимак
пусковую кнопку и освобождают штангу с конусом. Под дейст
70
собственной массы и добавочного груза конус погружается в ис-
следуемый материал. После полной остановки конуса отсчиты-
вают глубину его погружения в материал. Для определения пре-
дельного напряжения сдвига данной дисперсной среды используют
формулу (П.51).
Эласторелаксометр служит для измерения реологических пара-
метров вязко-пластичных систем [55]. Он позволяет измерять на-
пряжения сдвига, развивающе-
гося в исследуемой среде при
повороте наружного цилиндра
до заданного угла (рис. 28).
Привод 1 прибора соеди-
няется через электротормоз и
магнитную муфту 2 с наружным
цилиндром 3. Муфта снабжена
приспособлением для задания
определенны^ углов поворота
цилиндра. Цилиндр 3 установ-
лен в термостате 4, соединенном
шлангайи с циркуляционным
термостатом. Зазор между на-
ружным цилиндром 3 и внут-
ренним цилиндром 5 запол-
няется гидросмесью.
На муфте 6 закреплено зер-
кальце оптического измерителя
углов поворота внутреннего ци-
линдра. Отразившись от зер-
кальца, световой луч падает на
24 8
Рис. 28. Эласторелаксометр
шкалу 7. В комплекте прибора предусмотрен осветитель 8.
В отличие от известных конструкций, в рассматриваемом при-
боре торсион 9 легко отделяется от цилиндра. Для этой цели
муфта снабжена двумя шпильками. Верхний конец торсиона за-
креплен в крышке электромагнитной муфты 10. При ее включении
торсион поднимается, сдергивает шпильки с выступов и тем самым
освобождястся цилиндр 5. Для определения предельного напря-
жения сдвига методом закруяивания торсиона (от руки) при
очень высокой концентрации твердых частиц эласторелаксометр
снабжен крутильной головкой 11. Малые углы поворота наруж-
ного цилиндра 3 определяют фотоэлектрическим способом по пе-
ремещению диска 12. Наружный и внутренний цилиндры имеют
стрелки, расположенные над градуированной крышкой термо-
стата. С их помощью также определяют углы поворота ци-
линдров.
Ультразвуковой вискозиметр состоит из небольшого, погру-
жаемого в исследуемый материал зонда и соединенного с ним ка-
белем электронного блока. Зонд — металлический, герметизиро--
ванный цилиндр, в дно которого впаяна полуволновая магнито-
71
с^рикцйонная пластинка. Место впая пластинки служит источни-
ком продольных колебаний, возбуждаемых в ней током. Частота
собственных колебаний пластинки около 30 кгц.
Разновидностью ультразвукового вискозиметра является аку-
стический вискозиметр, преобразователь которого имеет собствен-
ную частоту 500 гц. Вискозиметр включает в себя генератор воз-
буждающего импульса, акустический преобразователь (датчик)
и электронный частотомер.- В приборе предусмотрена возможность
подключения вторичных приборов ЭПД, ЭПП, ЭПУ. Принцип
работы его основан на непрерывной генерации импульсов, воз-
буждающих чувствительный элемент преобразователя (камертон).
Степень затухания колебайий преобразователя изменяется в за-
рисимости от вязкости среды, в которую погружен преобра-
зователь. Степень затухания и определяет вязкость данной
среды.
В практике используется также вибрационный вискозиметр,
принцип работы которого заключается в следующем. Подвесная
система из тонкой пластины и стержня с определенной массой,
закрепленная на упругих растяжках, погружается в исследуемую
среду и совершает упругие колебания под действием силы, из-
меняющейся по гармоническому закону. По изменению колеба-
тельных характеристик системы и определяют вязкость среды.
Общим недостатком ультразвуковых. акустических и вибра-
ционных вискозиметров при исследовании структурно-механи-
ческих свойств дисперсных систем является то, что на них нельзя
измерять значения динамического напряжения сдвига, а также
снять полную реологическую кривую смеси* (подобно рис. 16).
Эти недостатки сужают применение указанных вискозиметров для
реологических исследований. Вместе с тем, такие приборы очень
удобны для непрерывного контроля за параметрами (плотностью,
вязкостью разрушенной структуры) гидросмеси, перекачиваемой
по трубопроводам.
Экспериментальные установки. Учитывая, что в некоторых
случаях результаты измерений реологических характеристик кон-
центрированных смесей на соответствующих приборах не совпа-
дают с аналогичными измерениями на натурных опытных уста-
новках, для получения достоверных значений реологических пара-
метров смеси иногда необходимо провести эксперименты на трубах,
применяемых в производстве.
В качестве примера может служить опытная полупромышлен-
ная установка ВНИИ целлюлозно-бумажной промышленности,
на которой ставились экспериментальные исследования, в том
числе определялись и реологические характеристики концентри-
рованных гидросмесей, используемых в целлюлозно-бумажном
производстве.
Установка состояла из быстроходной мешалки /, насоса 2
типа 2,5 НФ, мешального устройства 3, насоса 4 типа 4НФ,. на-
порных прямолинейных трубопроводов 5 и мерного бака 6 (рис. 29).
72
Быстроходная мешалка емкостью 1 м3 с вертикальным валом ис-
пользовалась для приготовления суспензии. Метальное устрой-
ство ленточного типа емкостью 3 м3 предназначалось для хране-
ния приготовленной суспензии, а также использовалось в ка-
честве расходной емкости.
Опытные трубопроводы монтировали из трех труб диаметром
70, 100 и 125 мм. Для получения установившегося движения
гидросмеси в точках подсоединения датчиков давления на каж-
дой опытной трубе предусматривались прямолинейные участки
подхода длиной не менее 30D. На горизонтальном участке на-
порной линии, непосредственно за, насосом, размещался воздухо-
сборник, в верхней части которого* приваривался выпускной кран
Рис. 29. Опытная установка для определения реологических характе-
ристик
для удаления воздуха вместе с некоторым количеством гидросмеси.
За воздухосборником устанавливалась задвижка, с помощью
которой регулировалась производительность трубопровода.
Для присоединения измерительной аппаратуры к трубопро-
водам в последних имелись бобышки, куда ввинчивались пере-
ходные краны. Чтобы датчики давления не забивались гидро-
смесью, используют различные разделяющие среды и элементы
(жидкости, мембраны). В данном случае датчики давления соеди-
нялись с переходными кранами стеклянными трубками, заполнен-
ными водой..
Расход гидросмеси измерялся объемным способом. Мерный
бак представлял собой емкость, разделенную на две части. Боль-
шая часть служила мерной емкостью объемом 700 л, меньшая обес-
печивала непрерывную циркуляцию гидросмеси. Сверху мерного
.бака крепился качающийся Патрубок 7, с помощью которого
суспензия направлялась в мерную емкость или в меньшую часть
мерного бака.
Работа на установке производилась в такой последовательности.
До начала экспериментов с концентрированными гидросмесями
проводились опыты по определению гидравлических характе-
ристик трубопроводов при перекачивании чистой воды, а также
для проверки качества монтажа установки.
73
Для приготовления гидросмеси каолин, кальцинированную
соду и другой материал засыпали в быстроходную мешалку,
предварительно заполненную водой до определенного уровня.
Для более интенсивного перемешивания гидросмеси материал
загружался при работающем насосе 2. Приготовленная смесь
перекачивалась в мешальное устройство. Режим движения гидро-
смеси изменяли задвижкой. Расход гидросмеси уменьшали по-
степенно с максимального до минимального. В момент заполне-
ния мерной емкости задвижку на сливном патрубке закрывали.
В ходе экспериментов замеряли перепады давления на ис-
следуемых участках трубопровода. Перепады давления измеряли
при помощи электрических датчиков давления типа ЭДД-3,
принцип действия которых основан на функциональной зависи-
мости между измеряемым давлением и упругими деформациями
чувствительного элемента (мембраны). Перед опытами датчики
тарировали. Для тарировки использовали два разных гидравли-
ческих пресса. На каждом прессе с помощью штуцеров закреп-
ляли образцовый манометр и тарируемый датчик. К первым двум
контактам датчиков подавали постоянный ток напряжением 15 в.
Выходные контакты присоединяли к милливольтметру типа М-82,
поэтому измерялась разность выходных сигналов, соответствую-
щих определенному перепаду давления между первым и вторым
датчиками, что являлось особенностью примененного метода из-
мерения падения давления.
Описанная установка является типичной для исследования
гидравлических сопротивлений при движении различных кон-
центрированных гидросмесей, а также для изучения их реоло-
гических характеристик. В каждом конкретном случае будут
изменяться лишь некоторые детали, обусловленные особенно-
стями технологической переработки, исследуемой гидросмеси.
Так, в экспериментальную установку для кормовых смесей вхо-
дит испытательный стенд с набором труб, фекальный насос типа
2,5 НФ, котел-преобразователь типа КВ-200, предназначенный
для подогрева паром кормовых смесей, и варочный котел-смеси-
тель типа ВКС-ЗМ, используемый для приготовления и хране-
ния кормовых смесей.
Применение достоверных методов расчета потерь давления
при вязко-пластичном течении концентрированных гидросмесей
возможно в том случае, если известны реологические параметры
смеси. Основная трудность, возникающая при гидродинамических
расчетах трубопроводного транспорта концентрированных ги-
дросмесей, связана с неинвариантностью реологических пара-
метров, при измерении их на различных реологических приборах.
Для многих концентрированных гидросмесей использование суще-
ствующих методов определения реологических параметров по
данным гидравлических исследований на натурных установках
и по результатам измерений на различных реологических при-
борах приводит к тому, что реологические характеристики сме-
74
сей оказываются зависимыми от типа прибора или установки.
Поэтому изучение инвариантности реологических параметров
смесей для труб разных диаметров и для ротационных приборов
с различными размерами измерительных поверхностей должно
быть первоочередной задачей в создании общего инженерного
метода расчета транспортирования концентрированных смесей
по трубам, основанного на использовании для гидравлических
расчетов трубопроводов реологических характеристик смеси, по-
лученных на реологических приборах без проведения трудоем-
ких натурных исследований.
4. РЕОЛОГИЧЕСКИЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ ГИДРОСМЕСЕЙ
Как уже отмечалось, структурированные гидросмеси при оп-
ределенных насыщениях существенно отличаются от однородных
жидкостей. Такие системы при определенных условиях можно
оценивать двумя величинами: структурной вязкостью т] и предель-
ным напряжением сдвига т0. Приведем данные наиболее существен-
ных исследований.
Для гидравлических расчетов трубопроводного транспорта
концентрированных гидросмесей важно располагать их реологи-
ческими характеристиками и, прежде всего, данными о влиянии
диспергированных частиц и жидкой среды на эти характеристики.
Рассмотрим опытные данные для различных видов гидросмесей.
Замечено, что псевдовязкость гидросмесей с диспергированными
частицами кварца и глины при малых концентрациях (соответ-
ственно 3 и 10%) не зависит от скорости движения гидросмеси и
является величиной постоянной. При объемном содержании ча-
стиц 10—15% вязкостные свойства гидросмесей, представленных
углем, кварцем, магнезитом, сланцем и другими горными поро-
дами крупностью 0,04—0,10 мм, практически одинаковы.
При увеличении содержания диспергированных частиц по
объему до 25% и более наблюдается резкое разделение гидросме-
сей: малой вязкости (кварц, магнезит, сульфат натрия, сода каль-
цинированная) и большой вязкости (уголь, глина, мел, каолин).
Из этого следует, что с увеличением концентрации начинают
оказывать влияние дисперсность и индивидуальные свойства
частиц. Верхняя граница структурированных' гидросмесей по
крупности частиц сдвигается в сторону тонкодисперсных.
Известны гидросмеси (сапропели, торфяная масса, бумажная
масса), в которых вязкостные свойства резко проявляются уже
при малых концентрациях. В то же время такие смеси, как це-
ментные, бетонные, закладочные характеризуются существенно
отличным дисперсным составом частиц и реологическими характе-
ристиками.
Приведем данные о реологических параметрах гидросмесей
из различных углей. На ротационном вискозиметре РВ-8 и
опытных установках с трубами различного диаметра в ИГД
75
им. А. А. СкочинскОго получены реологические кривые N (Р) и
данные о потерях давления для смесей с различными тонкими
классами угля, руд и хвостов в широком диапазоне концентра-
ций. По результатам обработки этих материалов построены за-
висимости реологических параметров от концентрации и удель-
ной поверхности угля.
На рис. 30, а показано изменение псевдовязкости гидросмеси
в зависимости от объемной концентрации. Из графика видно,
что с увеличением концентрации гидросмеси величина т) возра-
Рис. 30. Влияние концентрации и крупности частиц на псевдовязкость угольной
гидросмеси:
а — зависимость л (з); б — зависимость Л (<0; / — 0—15 мкм; 2 — 0—40 мкм; 3 — fl-
63 мкм; 4 — 0—80 мкм; S — s = 0,26; б — s == 0,28; 7 — s =« 0,30; 3 — s ® 0,32; 9 —
4	8 ® 0,34; 10 — з = 36
стает, причем наблюдается некоторое значение sxp, при превы?
шении которого вязкость увеличивается значительно быстрее.
Эта концентрация характеризуется зоной, начинающейся в месте
отклонения зависимости т) (s) от прямой. На рис. 30, а видно,
что график для гидросмеси, содержащий уголь класса 0—15 мкм,
занимает обособленное положение по сравнению с графиками
остальных смесей.
Данные измерений реологических параметров при содержа-
нии в гидросмеси различных классов угля, в частности кривые
т] (d), показаны на рис. 30, б. На графике видно, что при умень-
шении крупности частиц угля величина т) для гидросмесей резко
изменяется. С увеличением концентрации гидросмеси точка рез-
кого изменения величины вязкости смещается в сторону более
крупных частиц. Для гидросмесей с концентрацией 26—32%
преобладающее влияние на вязкость и напряжение сдвига ока-
зывают частицы, не превышающие 40 мкм. При тех же концентра-
76
циях присутствие в гидросмеси более крупных частиц мало влияет
на реологические свойства.
При увеличении концентрации крупность частиц, оказываю-
щих преобладающее влияние на реологические параметры гидро-
смеси, возрастает и при концентрациях 36—38% по объему вклю-
чает даже частицы размером 60—70 'мкм. Частицы крупностью
более 70 мкм на свойства гидросмеси влияют незначительно.
Преобладающее влияние на реологические параметры оказывают
тонкие классы угля, содержание которых выше некоторого опре-
деленного количества от всего состава угля (в данном случае
выше 27%) качественно изменяет свойства смеси.
Исследования угольных смесей также свидетельствуют о зна-
чительном влиянии удельной поверхности частиц на предельное
напряжение сдвига и структурную вязкость. Для углей различ-
ных марок получены сведения о резком повышении этой вели-
чины с 3,5—4,0 h/jhs при удельной поверхности 6—10 тыс. см*/см*
(при концентрации гидросмеси примерно 0,3) до 30 н/м* для гидро-
смесей с удельной поверхностью 25 тыс. смЧсм*. Для отдельных
углей, например, кузнецких марки Ж и антрацита эта величина
колеблется соответственно от 11,5 до 50 н/м*. Из этих опытов сле-
дует, что вязко-пластичные свойства особенно резко проявляются
при s == sKP > 0,25 и наличии класса угля до 50 (20) мкм более
35%. Резкое возрастание структурной вязкости при таких кон-
центрациях наблюдается с увеличением удельной поверхности
угля более 12 тыс. смЧсм*. При этом на кривых т] (Л) отмечается
минимум, после которого с уменьшением удельной поверхности
значения т] возрастают. Это объясняется тем, что при удельной
поверхности угля А < 6 тыс. смЧсм*, т 0^0 и угольная суспен-
зия течет как однородная жидкость. Поэтому в этой области кри-
вой т] (Л) представлена не структурная, а псевдоньютоновскйя
вязкость. Аналогичный характер кривых отмечается и для руд-
ных гидросмесей.
Для нефтеугольных гидросмесей характерны значения, при-
мерно, sKP 0,3, при которых вязкость гидросмеси резко воз-
растает. Как и для водо-угольных смесей, характерно возраста-
ние реологических параметров при увеличении в смеси тонких
классов.
В опытах с гидросмесями из глины и бентонита (крупность
на сите 100 мкм — 0,1%, на сите 10 мкм — 85%) установлено,
что добавление в поток этих мельчайших классов резко изменяет
величину вязкости. Например, добавка 10% (по массе) такой
глины в несколько раз повышает вязкость гидросмеси, а бенто-
нита примерно в 9 раз (при температуре 24°).
Для смесей, образованных из растворимых солей (например,
соды), реологические параметры определялись на ротационном
вискозиметре РВ-8, а также трубчатом и акустическом визкози-
метрах. Результаты опытов показали, что с увеличением концен-
трации вязкость возрастает, причем, как уже отмечалось, наблю-
. п
Дается зона критических концентраций, при превышении кото-
рых резко увеличивается т). В зоне предельных значений концен-
трации (s«* 0,34) зависимость q (s) асимптотически приближается
к -вертикали, для которой т] —► оо, т. е. гидросмесь по физиче-
ским свойствам приближается к твердому телу. Полученная на
трубчатом и акустическом вискозиметрах зависимость т) (s) для
области малых значений концентрации (s < 0,175) показывает,
что между вязкостью и концентрацией существует почти линей-
ная зависимость, т. е. физические свойства смеси близки к одно-
родной жидкости. При значении концентрации s = 0,175 содо-
вая суспензия обнаруживает вязко-пластичные свойства с рез-
ким увеличением вязкости.
Динамическое напряжение сдвига также увеличивается с по-
вышением концентрации смеси, причем для зоны предельных кон-
центраций (s > 0,34) 9Й становится очень большой величиной
(более 104 н/м2).
Изменение реологических характеристик суспензий соды при
увеличении температуры вызвано, с одной стороны, снижением
прочности структуры, с другой — ее упрочнением. Снижение
прочности структуры обусловлено частичным ее разрушением
с освобождением адсорбированной воды. Повышение прочности
структуры происходит в результате нарастания интенсивности
теплового движения, усиливающего вероятность слипания кол-
лоидных частиц суспензий. Оба процесса протекают одновременно
и преобладание одного или другого вызывает увеличение или
уменьшение прочности структуры. При малых скоростях дефор-
мирования преобладает упрочнение структуры и величина 0$
незначительно возрастает с повышением температуры. С увели-
чением скорости деформации усиливается разрушение структуры
и величина т, уменьшается при повышении t.
Анализ реологических кривых N (Р), полученных для щелоко-
сульфатных смесей, показывает, что течение смеси в зазоре рота-
ционного вискозиметра характеризуется вязкостью разрушений
структуры. Установлено, что с увеличением концентрации суль-
фата натрия в черном упаренном щелоке (плотностью 1320 кг!мъ)
значения вязкости разрушающей структуры возрастают, причем
при плотности смеси более 1900 кг/м* последняя приобретает
свойства пластичного тела. Однако при увеличении температуры
смеси уменьшаются значения вязкости, поэтому перекачивание
щелочно-сульфатных смесей возможно и при р > 1900 кг!м\
но при высокой температуре (свыше 100°). Следовательно, опти-
мальные реологические параметры должны определяться эконо-
мическим сравнением вариантов перекачивания смесей с различ-
ными реологическими характеристиками, которые определяются
технологическими потребностями производства.
Для меловых и глинисто-меловых гидросмесей реологические
параметры устанавливались по измерениям на вискозиметрах
и трубах большого диаметра. Так, для меловых гидросмесей
78
Рис. 31. Зависимости т0 (О
и т] (0 для меловой гид-
росмеси:
1 — для ч; « — для т.
(при содержании класса 10—30 мкм до 70%) установлено, что
аналогично другим видам смесей динамическое напряжение сдвига
и структурная вязкость возрастают с повышением s по прямо*
линейной зависимости (монотонно) и при достижении sKP ^27%
обнаруживается резкое возрастание этих параметров. Оказалось,
что при w = 40% (в некоторых случаях при влажности, близкой
50%) эти смеси перекачивать по трубам практически невозможно
вследствие потери текучести.
Для условий, например, Ново-Здолбуновского цементного
завода характерны глинисто-меловые смеси состава (1 :3) —
(1 : 4) при естественной влажности от 33 до 37%. Опытами на
трубах диаметром 225 и 300 jkjk установ-
лены в среднем следующие реологические
параметры для указанных пределов состава
суглинистой смеси при ш = 36-е-41%:
структурная вязкость 9,0—17 Н'Сек!м\
ньютоновская 0,4—0,5 н-сек1м.\ предель-
ное напряжение сдвига 25 н/м* и т] =
= 20-J-25, т|т 0,5-?-1,0 Н'Сек!м\ т0 =
= 25-ь40 н/лса, для чистого мела при той
же влажности ц = 0,6-е-3,1 и т]т=0,15-е-
0,3 н-сек!»?.
С целью получить лучшие результаты
по параметрам транспортирования с уче-
том физико-механических свойств меловой гидросмеси было,
например, принято ' решение о создании смеси с содержанием
суглинка 4—16%. На рис. 31 показаны опытные данные об изме-
нении реологических параметров в зависимости от температуры
меловой гидросмеси.
Для практических целей (в бурении) важно знать законо-
мерности изменения предельного напряжения сдвига глинистых
гидросмесей в условиях высоких забойных температур и давле-
ния. Исследованиями, проведенными в АзНИИДН, установлено,
что для всех натурных глинистых гидросмесей, приготовленных
как на пресной, так и на морской воде наблюдается возрастание т0
с увеличением давления. При этом с повышением дисперсности
частиц глины влияние давления на предельное напряжение сдвига
уменьшается. Аналогичный эффект наблюдается также с измене-
нием концентрации глины в гидросмеси: в смесях с большим со-
держанием глины величина т0 меньше зависит от изменения
давления.
Влияние высоких температур на изменение т0 для глинистых
гидросмесей, обработанных химическими реагентами, связано
с величинами pH исследуемой гидросмеси. Например, для ги-
дросмесей,1у которых pH <9,5, т0 с повышением температуры
возрастает, при этом более резкое увеличение т0 наблюдается
при t > 120°. Для гидросмесей, у которых pH > 9,5, кривая
изменения т0 состоит из двух ветвей: нисходящей и восходящей.
79
'Минимум кривой соответствует интервалу температур 50—120°.
Температура, соответствующая максимуму кривой, тем выше,
чем больше величина pH глинистой гидросмеси. Утяжеление
глинистой гидросмеси не вызывает изменения зависимости пре-
дельного напряжения сдвига от температуры, однако в этом слу-
чае изменение характера зависимости т0 от температуры проис-
ходит при .значительно больших значениях pH, превышающих
10,5. Анализ различных исследований влияния температуры на
структурную вязкость глинистых гидросмесей показывает, что
с повышением температуры структурная вязкость гидросмесей
снижается.
Меловые и глинистые структурированные гидросмеси обла-
дают свойством тиксотропии. Тик’сотропия — явление, связан-
ное со структурированием. Оно определяется зависимостью свойств
гидросмеси от так называемой механической предыстории. В ка-
честве примера можно привести такой опыт. Меловую суспензию
(st = 38%) наливали в цилиндрический сосуд. Спустя 40 мин,
суспензия становилась нетекучей, сосуд со смесью можно было
переворачивать. Но стоило помешать суспензию, как структура
разрушалась и смесь становилась текучей. Через 40 мин струк-
тура восстанавливалась. При последовательном снятии реологиче-
ской кривой для возрастающих скоростей сдвига, а затем для
убывающих значений duldr тиксотропные гидросмеси обнаружи-
вают так называемый механический гистерезис. При отсутствии
тиксотропии обе ветви реологической кривой (восходящая и нис-
ходящая) совпадают.
Тиксотропия наиболее интенсивно проявляется при высоких
концентрациях частиц и может затруднять пуск насосов, а также
способствовать образованию пробок*в трубах. Добавление гли-
нистых присадок, сульфатно-спиртовой барды, торфяных вытя-
жек устраняют в определенной степени действие тиксотропии.
Для сапропелей, различных осадков и илов реологические пара-
метры также зависят от концентрации. Вследствие отмеченных
выше специфических свойств минеральной части твердой фазы,
например, верхние слои илов и осадков весьма подвижны и имеют
р = 1050-5-1200 кг!м3, ниже расположенные—р = 1400-5-
-5-1600 кг!м*. Сапропели имеют меньшую плотность (р =
= 1050 кг!м*), чем обычные илы. В илах содержание твердых
частиц изменяется: при р = 1050 кг!м3 в них содержится около
4% твердых частиц и 96% воды; при р=1200 кг/м3—около 12%
твердых частиц и 88%’ воды. Ориентировочные данные о влиянии
концентрации на реологические параметры приведены в табл. 4.
Следует заметить, что специальной обработкой концентри-
рованной гидросмеси достигается вязкость примерно 0,2 н-сек!м2.
С повышением температуры, значения т] и т0 уменьшаются, но
незначительно.
Исследование реологических свойств бумажной массы осу-
ществлялось на специально сконструированном ротационном
80
Таблица 4
Реологические параметры для клон (минерализованных осадков)
при t = 10-т-12°
Параметр	Влажность в %					
	70	75	80	85	90	95
т0 в н/лса . . т] в н-сек/м*	—	12,6	5,8	34,0 0,2	10,0 0,05	2,5 0,02
вискозиметре. Для исключения пристенного эффекта рабочие
поверхности цилиндров имели шероховатую поверхность. Опыты
проводились с бумажной массой при концентрациях 0,6; 0,8;
1,04 и 1,2% (по массе). Исследования показали, что с увеличе-
нием концентрации волокон в гидросмеси значения реологиче-
ских параметров резко возрастают. Начиная с концентрации 0,6%,
зависимость структурной вязкости от концентрации приобретает
линейный характер. Определение предела текучести бумажной
массы для указанных концентраций затруднено из-за низкой точ-
ности измерений при малых градиентах скорости. Попытка из-
мерить реологические характеристики бумажной массы при кон-
центрации *более 1,5% закончилась неудачей..
Увеличение рабочего зазора между цилиндрами с 15 до 22,5 мм
не устранило явление заклинивания массы в зазоре. Использо-
вание продольной нарезки на коаксиальных цилиндрах с целью
устранения пристенного эффекта показало, что нарезка лишь
видоизменяет скольжение, но не исключает его. Опытами с бу-
мажной массой на трубчатом вискозиметре установлено, что вход-
ное отверстие прибора оказывает разрушающее давление на струк-
туру гидросмеси; при этом входное отверстие труб малого диа-
метра (до 20 мм) забивается этой массой. Поэтому единственный
путь для получения достоверных результатов измерений реологи-
ческих параметров бумажнЬй массы — провести натурные ис-
следования на трубах большого диаметра.
Реологические характеристики торфа изучались с помощью
ротационных вискозиметров конструкции Института торфа и
РВ-4, а также конического пластомера. Для некоторых видов
торфа пониженной влажности применение вискозиметра РВ-4
затруднительно, поэтому был сконструирован для этой цели сфе-
рический вискозиметр. Установлено, что для торфа естественной
структуры, особенно с малой степенью разложения (дисперсности),
очень трудно получить в вискозиметрах воспроизводимые резуль-
таты. Поэтому для достижения однородности торфяной массы
последнюю предварительно перерабатывали в размалывающем
аппарате. Исследования показали, что величина структурно^
вязкости и предельного напряжения сдвига торфа весьма сильно
6 А, В. Оюлдырев	81
зависят от его влажности. Для каждого вида торфа' потеря теку-
чести наступает при определенной влажности. Например, для
медиум-торфа при степени разложения 15% потеря текучести
появляется при влажности 94%, причем с увеличением степени
дисперсности торфа отмечается уменьшение структурной вязкости,
а также смещение зоны перехода текучего состояния торфа в пла-
стическое в области низких влажностей.
С увеличением содержания сухого вещества в торфе предель-
ное напряжение сдвига увеличивается. Отмечается, что чем больше
степень дисперсности торфа, находящегося в текучем состоянии,
Рис. 32. Изменение реологических параметров бетонных
смесей:
а — зависимости т0 (В : Ц) и Л (В : Ц); б — зависимости т'/т0
(С : 77) и Т) (С : 77); / — для т0; ? — для Т]
тем медленнее нарастает предельное напряжение сдвига при уве-
личении содержания сухого вещества.
Для схватывающихся (типа цементных) или бетонных гидро-
смесей наиболее благоприятны (т. е. имеют наименьшее значе-
ние) реологические параметры свежеприготовленных смесей.
С увеличением времени между приготовлением и загрузкой смеси
в бункер насоса значения ц ит0 значительно возрастают. Практика
показывает, что промежутки времени между приготовлением
и перекачиванием смеси на бетонном заводе составляют не более
1 ч. За этот период величин^ т0 не изменяется, а для оценки вяз-
кости можно принять ее среднее значение (примерно соответствую-
щее времени 30—45 мин после затвердения).
О влиянии на величины т] и т0 цементной смеси водо-цемент-
ного отношения можно судить по измерениям, результаты ко-
торых показаны на рис. 32, а: при В: Ц > 0,35 гидросмесь сле-
дует рассматривать как жидкость с аномальными свойствами;
при В: Ц < 0,35 смесь обнаруживает резкое увеличение проч-
ности структуры, т. е. свойства смеси приближаются к свойствам
твердого тела. На рис. 32, б изображен график, характеризующий
вязкость бетонной смеси в зависимости от содержания песка
82
при 5 : Ц = O,52^const. Как следует из графика, смесь 6 содер-
жанием песка до 0,5 (от массы цемента) имеет реологические кон-
станты примерно такие же, как и для цементной гидросмеси.
Пластифицирующие добавки, вводимые в бетонную смесь
при ее затворении, увеличивают пластичность цементного теста.
Пластификаторы подразделяются на две группы. К первой труппе
относятся, так называемые гидрофильные пластификаторы, т. е.
такие поверхностно-активные вещества, которые резко повышают
текучесть и усиливают разрушение структуры. Ко второй группе
принадлежат микропенообразователи,, создающие весьма малые
и устойчивые пузыри воздуха, улучшающие подвижность бетон-
ных смесей. Например, о влиянии добавок на реологические пара-
метры цементной смеси, приготовленной на обычном портланд-
цементе при В : Ц — 0,4, можно судить по данным табл. 5.
Таблица 5
Реологические параметры для цементных гидросмесей
Параметр	Без добавок	Добавки пластификаторов в %		
		Порошок ССБ 0,25	Древесный пек 0,05-	Мылонафт 0,1
-Т] в %	 т0 в %		100 100	67 44	80,5 62,5	100 75
Примечание. ССБ — сульфидно-спиртовая барда.				
Текучесть бетонной смеси можно также несколько улучшить,
если увеличить количество цемента, пылеватых частиц песка
(менее 0,14 мм) в пределах до 5% (по массе) или добавить опреде-
ленное количество мелкого и крупного песка.
Перекачивать по трубопроводам обычно рекомендуется бе-
тонные смеси, у которых В : Ц = 0,5ч-0,75 и осадка конуса
8—12 см. Действительное водо-цементное отношение цементной
смеси, находящегося в бетонной смеси, всегда меньше этого от-
ношения в начале затвердения (часть воды «поглощается» песком,
водоудерживающая способность которого достигает. 20%); с уче-
том этих условий принято В : Ц = 0,4-г-0,5. По измерениям
в трубах для такого отношения В : И (для обычного портланд-
цемента) в течение первого часа затворения т0 = 17—=-38 н/ма
и т] = 1-5-2,2 н-сек/ма; среднее значение т0 — 25 н!ма, т] =
= 1,85 н-сек/м?.
В бетонных и глинистых гидросмесях (промывочных жидко-
стях на бурении) перемещаются крупные включения (куски и
частицы) породы. Чтобы определить влияние кусков породы раз-
6*	83
мером 3—40 мм на динамическое напряжение сдвига, в ориенти-
ровочных расчетах используют формулу вида
T0 = 20(6d-/d) (ps-p).

Рис. 33. Зависимость тф (р) для
промывочных жидкостей:
/ — d = 1 лбк; 2 - d = 2 мм;
3 — d = Б мм; 4 — d = 10 мм;
5 — d = 20 мм
Результаты опытов показывают, что глинистые гидросмеси
при т0 = 2 н/м2 и соответствующей скорости способны удержать
во взвещенном состоянии частицы породы размером 1—2 мм.
Для частиц крупностью 5 мм значение т0 должно быть не менее
6,5 н1м2. Поскольку в промывочных жидкостях при бурении
содержатся обычно частицы разме-
ром более 10 жж— 15%, от 5 до 30
и меньше 1 жж— до 50%, то, чтобы
обеспечить удерживающую способ-
ность, величина т0 жидкости должна
быть около 10 н!м2, вязкость при-
мерно 3,5—5 н-сек!м\
Удерживающая способность бе-
тонных, глинистых и тяжелых сред
(Ь обогащении) зависит от дисперс-
ности частиц. На рис. 33 изображены
примерные значения т0 (р), обеспе-
чивающие практически необходимую
удерживающую способность частицам
породы разной крупности (по извест-
ным в практике бурения рекоменда-
циям).
Реологические свойства строи-
тельных растворов характеризуются
структурной вязкостью и предельным
напряжением сдвига. Исследование реологических характеристик
штукатурных растворов проводилось на ротационном вискози-
метре РВ-4. Исследовалась зависимость реологических свойств
известкового теста, известково-песчаных и известково-цементно-
песчаных растворов от влажности, содержания наполнителя —
песка, температуры.
С увеличением влажности известкового теста предельное на-
пряжение сдвига уменьшается быстрее, чем структурная- вяз-
кость. При увеличении содержания воды в известковом тесте
на 14% значение т0 снижается в 3,5 раза, а т| —.только на 20%.
Реологические характеристики известково-песчаных растворов
уменьшаются с увеличением влажности несколько медленнее,
чем у известкового теста. Например, при увеличении влажности
раствора сЬстава 1 : 5 на 24,5% значение т0 уменьшается в 1,5 раза,
a tj— всего лишь на 7%.
Анализ реологических характеристик известкового теста и
известково-песчаных растворов показывает, что основным фак-
тором, определяющим гидравлические сопротивления при транс-
портировании указанных смесей, является предельное напря-
84
жение сдвига; структурная вязкость лишь незначительно влияет
на величину сопротивлений.
Реологические характеристики сложных растворов (известково-
цементно-песчаных) по своим значениям выше, чем у известкового
теста и известково-песчаных растворов. Как указывалось, это
связано с наличием в сложных растворах второго вяжущего
компонента — цемента. При увеличении влажности сложных
растворов в 4 раза т0 уменьшается в 2 раза, а т] — всего на 25%.
Структурная вязкость раствора значительно понижается с по-
нижением температуры. Так, при понижении температуры на
20° т] увеличивается в 1,8 раза. Предельное напряжение сдвига
мало зависит от температуры. При понижении температуры на
20% т0 повышается только на 18%. При этом основное увеличе-
ние т0 происходит в интервале температур 5—15°, а в интервале
15—25° величина т0 практически остается постоянной.
Реологические параметры структурированных кормовых ги-
дросмесей зависят от состава, влажности и температуры. Осуще-
ствлять реологические исследования кормовых смесей иа рота-
ционных вискозиметрах довольно сложно, в основном, из-за
крупных частиц комбикорма, свеклы, картофеля и других пище-
вых продуктов. Поэтому оценка реологических характеристик
смесей возможна по данным исследований, выполненных на тру-
бах различного диаметра.
С уменьшением влажности структурная вязкость и динами-
ческое напряжение сдвига возрастают, причем в диапазоне влаж-
-ности 80—82% г| резко возрастает, что свидетельствует о потере
текучести смеси. Потеря текучести ро данным различных исследо-
ваний [36] наблюдается не только при влажности 75—76%, но
и при 78—80%, что обусловлено, в первую очередь, гранулометри-
ческим составом смеси и свойствами жидкой среды, на основе
которой образована кормовая смесь. Однако оценить влияние
дисперсного состава на реологические характеристики смеси
затруднительно из-за большого разнообразия кормовых рационов.
С возрастанием температуры значения т] и 0д уменьшаются.
Наиболее. резко уменьшаются эти величины при температуре
от 5 до 40° С. Разрушению пространственной структуры кормо-
вых смесей при увеличении температуры способствует наличие
.в такой смеси крупных включений, вызывающих быстрое расслое-
ние смеси в этих условиях. Изменение т] и 0д с повышением тем-
пературы положительно сказывается на уменьшение гидравли-
ческих сопротивлений движению гидросмеси по трубам.
Результаты исследований реологических параметров навоз-
ных масс показали, что навоз при естественной влажности 86—
89% отличается хорошей текучестью, не расслаивается в течение
значительного времени и при движении его по трубам не прили-
пает к их внутренней поверхности. Средний размер частиц навоза
1,24т-0,63 мм. Навоз, имеющий более мелкую дисперсную фазу;
обладает большими значениями т) и т0. С уменьшением темпера-
85
туры а влажности Значения т) и t0 навозных смесей увеличиваются
аналогично изменению т| и т0 кормовых смесей [5].
Для изменения реологических характеристик структурирован-
ных гидросмесей применяют поверхностно-активные вещества,
воздействующие на процессы структурообразования в смесях.
Мы уже отмечали, что эффект воздействия отдельных реагентов,
основанный на изменении свойств гидратированной поверхности
частиц, используется на практике для создания стабильных гидро-
смесей. Ввиду разнообразия минерального компонента гидросме-
сей в каждом конкретном случае производится подбор реагентов
(или добавок).
В обогатительной практике проведены значительные работы
по изысканию наиболее эффективных реагентов. Для водо-уголь-
ных смесей наиболее эффективным и дешевым оказался сульфид-
ный щелок. Для добавления этого реагента и в количестве 0,5—
1% от массы угля резко уменьшается динамическое напряжение
сдвига, например, для смесей, у которых р равно 1110; 1140 и
1220 кг/м*, добавление 1% сульфитного щелока уменьшает ве-
личину т0 соответственно от 2,5 до 1; от 12,5 до 4,5 и от 25 до 12н/л<“.
Для гидросмесей ферросилиция (в том числе при добавках магне-
тита в бентонит) при s = 0,3 -4-0,45 применяют триполифосфат
натрия и гексаметафосфат (при наличии в смеси добавок). При
добавлении реагента в количестве 0,7—1 г/л величина т0 умень-
шается на 20— 50%, а ц — на 12—30%; в то же время значительно
повышается устойчивость смесей (до и* 0,02 мм/сек).
Для магнетитовой гидросмеси эффективно использовать фос-
фаты натрия в качестве реагентов. Добавление небольших коли-
честв (0,2—1,0 г/л) этих реагентов в гидросмесь плотностью,
например, 1800 кг/м3 и загрязненную тонкими шламами (40%
глинистых, легкоразмокаемых шламов крупностью менее 44 мкм)
снижает 'вязкость на 18—26%, а динамическое напряжение
сдвига — на 50%. Реагенты положительно влияют на устойчивость
смеси и ее регенерацию. Опыты показали [3], что увеличение
содержания реагентов до 1 г/л вызывает рост электрокинетиче-
ского потенциала, который затем снижается при содержании его
выше 1 г/л. Возрастание электрокинетического потенциала свя-
зано с их адсорбцией на поверхности частиц магнетита. Это при-
водит к увеличению толщины гидратных оболочек на поверхности
частиц и способствует снижению вязкости и предельного напря-
жения сдвига смеси. При дальнейшем повышении количества
реагентов электрокинетический потенциал снижается. В этих усло-
виях увеличивается Количество свободной воды и смесь приобретает
большую текучесть,- реологические свойства ее также несколько
улучшаются. Однако при содержании реагентов выше 1,5 г/л в зави-
симости от конкретных условий не наблюдается дальнейшего сни-
жения вязкости и предельного напряжения сдвига гидросмеси.
Для достижения стабильности меловых гидросмесей с заданными
свойствами в них добавляют пластифицирующие добавки (спир-
86
реагента на величину т; као-
линовой суспензии (в а на
100 г каолина при р =
= 1450 кг/жв):
1 - Wa.P.O,: 2 - Na,S1O,;
3 — NaOH; 4 — Na,CO,; 5 —
NaaCrO<, P — количество pea-
- гейта
товую барду и глину). Опытами установлено, что спиртовой барды
требуется 0,2% и диспергированной глины 5—8% от массы твер-
дой фазы. Снижению реологических параметров способствует
также содержание в воде или минеральных компонентах электро-
лита. _
Самыми распространенными реагентами в практике перекачи-
вания каолиновых суспензий являются гидрат окиси и различные
соли натрия. По принципу воздейстрия на поверхность частиц
их можно разделить на две группы: первая группа — NaOH,
Na2CO^, Na2CrO4. При введении их
в суспензию происходит катионный
обмен между ионами Na, вытесняющими
из каолина катионы Са и Mg, которые
с кислотными остатками образуют труд-
норастворимые смеси; вторая группа—
Na2SiO„ Na4P2O7, (NaPO3)e и другие
электролиты. При введении их в суспен-
зию наблюдается процесс адсорбции
частицами каолина анионов вводимых
электролитов, а также процесс катион-
ного обмена, как в первой группе.
На реологические параметры каоли-
новых суспензий электролитами суще-
ственно влияют различия в свойствах
каолинов разных месторождений. На
рис. 34 показано действие различных
добавок на равновесную (р=1450 кг/л*3)
суспензию каолина Просяновского ме-
сторождения мокрого обогащения. Сле-
дует отметить, что влияние отдельных
электролитов при превышении критической дозы на суспензии
высоких концентраций вызывает вместо разжижения обратные
эффекты, сказывающиеся в появлении реопексии, значительно
затрудняющей перекачивание и перемешивание суспензий. Поэтому,
чтобы получить однородную гидросмесь, необходимое количество
реагента Должно быть тщательно установлено и точно выдер-
жано.
Некоторые реагенты не оказывают на каолин диспергирую-
щего действия, а, наоборот, вызывают загустевание (флокуля-
цию) суспензии каолина. Флокулирующее действие на каолин
оказывают катионы, например, квасцы и осажденный карбонат
кальция вызывают быструю флокуляцию суспензии каолина;
особенно это свойственно кислотным электролитам, таким, как
Na4P2O7, (NaPO3)3.
На эффективность воздействия электролитов в большой сте-
пени влияет плотность суспензии, с увеличением которой степень
разжижаемости гидросмеси снижается. Однако способ увеличе-
ния текучести* каолиновых суспензий с помощью электролитов
87
является сильно действующим средством, позволяющим снижать
величины т| и т0 в десятки раз. При этом достигается возможность
приготовления и перекачивания суспензий высоких концентра-
ций (до s = 0,45) без затруднений.
Стабильность глинистых гидросмесей, в основном, зависит
от реагента-стабилизатора и характера его взаимодействия
с твердой фазой. В качестве реагентов-стабилизаторов глинистых
гидросмесей, применяемых в бурении, используют различные
и водорастворимые высокомоле-
поверхностно-активные вещества
Рис. 35. Зависимость w (t) для водо-
угольной смеси:
1—8—р = 1224 Ke/JK*; 4 в S — р = 1208 кг/м*;
р = 1620 кг/л*1; Ас «» 25,4; крупность —
40 мкм — 70%; 63 мкм — 75%
кулярные соединения, но наи-
более предпочтительным реа-
гентом является щелочной
растительный экстракт, полу-
чаемый из отходов лесо-хи-
мической промышленности.
Наиболее выраженный эффект
-стабилизации бентонитовых
суспензий при концентрации
твердой фазы 25—30% дают
добавки химического реагента
в количестве 7% (по массе).
. Следует отметить, что при вве-
дении щелочного экстракта
наблюдается незначительное
вспенивание глинистой гидро-
смеси, которое легко устра-
няется при введении 0,1—
0,3% сивушного масла. Эф-
фект стабилизации при выдер-
живании глинистой суспензии
от нескольких часов до не-
скольких суток не снижается. При нагревании щелочного экстракта
от 50 до 80° его стабилизирующие свойства не снижались. Гли-
нистые растворы, обработанные фурилоноволачными или сульфи-
рованно-нитрогуматными реагентами и утяжеленные до плотности
1800—2000 кг/л3, не загустевают и не теряют стабильности с повы-
шением температуры до 180° в присутствии 0,2—0,5% алюми-
ниевых солей. *
Физико-химические воздействия на гидросмеси в сгйатическом
состоянии широко используют в технологических задачах, когда
требуется сгуститй гидросмесь, обладающую вязко-пластичными
свойствами; например, диспергированные водо-угольные смеси
[24] при w = 38ч-42 % представляют собой среду, довольно устой-
чивую от расслоения, что объясняется тем же эффектом влияния
структурной рещетки (рис. 35).
Одним из способов интенсификации процесса сгущения гидро-
смесей явилось применение коагулянтов полиакриламидного
типа. Однако действие полиакриламида снижается при наличии
88
В угольных смёсйХ значительного количества тонких частиц (раз*
мером менее 100 лкж).
Электрокоагуляция с применением постоянного тока позво-
ляет улучшить коагуляцию тонких угольных шламов с содержа-
нием твердых частиц не более 100 г!л. Недостатком этого метода
является значительный расход электроэнергии. В свою ЪчереДь,
применение ультразвуковых волн для коагуляции дает положи-
тельный эффект при осаждении в спокойных зонах сгущения и
ламинарных потоках. В турбулентных потоках эффект не наблю-'
дается.
Глава III. ОЦЕНКА РЕЖИМОВ ТЕЧЕНИЯ
ГИДРОСМЕСЕЙ В ТРУБАХ
I.	РЕЖИМЫ ТЕЧЕНИЯ ГИДРОСМЕСЕЙ
Как уже отмечалось в гл. II, диспергированные материалы
в смеси с водой или концентрации s sKP образуют потоки с ха-
рактерными для вязко-пластичной жидкости режимами течения.
При меньших концентрациях такие смеси в отношении режимов
движения подобны тонкодиспереным гидросмесям. Эта их особен-
ность подтверждается опытами с глинистыми, угольными, мело-
выми и другими смесями.
Рассмотрим механизм течения структурированной гидросмеси.
В состоянии покоя прочность структуры гидросмеси изотропна.
Гидросмесь находится в покое, пока напряжение сдвига не до-
стигнет величины т0; при этом нет остаточной деформации, но
имеется упругая (т. е. 'от т = 0 до т = т0 гидросмесь ведет себя
как твердое тело). При действии внешних сдвигающих сил, когда
т > то> разрываются слабые связи, после чего среда начинает
течь и происходит упорядочение  пространственной сетки в на-
правлении движения в результате, сдвига слоев. Прочность струк-
туры становится анизотропной. При деформировании гидросмеси
каждому градиенту скорости, каким бы малым он ни был, со-
ответствует определенная степень разрушения структуры. Чем
меньше градиент скорости, тем больше время, в течение которого
в тепловом движении могут восстанавливаться разорванные связи
и, следовательно, тем меньше разрушается структура.
В области малых градиентов скорости реологические кривые
т (duldr) и кривые течения i (Q) многих структурированных гидро-
смесей обнаруживают прямолинейные начальные участки, что
свидетельствует о течении структурированной системы с практи-
чески неразрушенной структурой (так называемый шведовский
режим течения). Однако из-за низкой чувствительности некоторых
реологических приборов или опытных установок не всегда удается
обнаружить этот режим движения (рис. 36).
Таким образом при любой скорости деформации в потоке одно-
временно происходит два процесса: разрушение и восстановле-
ние структуры. При малых скоростях течения структура получает
значительные повреждения, которые в основном успевают~вос-
станавливаться. Можно считать, что в этой области течение про-
исходит с наибольшей постоянной вязкостью практически нераз-
рушенной структуры («шведовская» вязкость).
90
Рис. 36. Режимы течения на рео-
логической кривой каолиновой
суспензии:
/— шведов ский; //—структурный;
///—переходный; /V—турбулент-
ный
Подтверждением существования этого режима движения мо-
жет служить кривая распределения скоростей в потоке навоз-
ной массы, полученная фотографированием, причем перед съем-
кой на поверхность потока в открытом лотке по всей его ширине
наносилась полоска мела. По мере развития движения полоска
деформировалась и занимала положение, соответствующее рас-
пределению скоростей в потоке (рис. 37). На рис. 37 (крйвая /)
видно, что сдвиги гидросмеси наблю-
даются только в незначительной по
величине пристенной области, и гид-
росмесь практически движется сплош-
ным твердым стержнем, заполняющим
все сечение лотка. На практике этот
режим движения реализуется в само-
течных системах, используемых для
удаления навозных масс к месту по-
требления.
При увеличении скорости движе-
ния структурные связи не успевают
восстановиться и течение происходит
в режиме с непрерывно разрушаю-
щейся структурой; этот режим назы-
вают структурным, или бингамовым
режимом течения. Для этого режима
течения реологическая кривая или
прямая течения i(Q) в качестве про-
стейшего приближения выражается
линейным уравнением Шведова-Бин-
гама, позволяющим рассчитывать
установившееся движение потока
(установившееся поле скорости в усло-
виях неоднородного сдвига). Заметим, что для оценки этого
режима можно использовать и параметр эффективной вязкости if,
величина которого убывает с возрастанием градиента скорости.
В этом случае расчеты усложняются. Вместе с тем использование
схемы вязко-пластичного течения, подчиняющегося уравнению
Шведова-Бингама, позволяет легко решать практические задачи.
Для описания течения гидросмеси в этом режиме наиболее целе-
сообразно использовать два независимых реологических пара-
метра: вязкость непрерывно разрушающейся структуры (струк-
турную вязкость 1]) и условное динамическое (бингамовское)
предельное напряжение (динамическое напряжение сдв'ига т = 0д)
или динамический предел текучести.
В зоне перехода от шведовского течения к структурному зна-
чение структурной вязкости убывает с увеличением касательных
напряжений (или градиента скорости), однако при достижении
динамического предела текучести структурная вязкость прини-
мает постоянное значение. Поскольку на практике в большинстве
91
случаев реализуется структурный режим, то непосредственный
интерес представляет изучение* влияния концентрации твердых
частиц, температуры, удельной поверхности частиц (дисперсности)
и других факторов на динамическое напряжение сдвига и струк-
турную вязкость (см. гл. II).
На рис. 37 (кривая 2) показано, как распределяются скорости
в потоке каолиновой суспензии, соответствующие структурному
режиму движения (кривые распределения получены аналогичным
путем, как и для навозной массы, но с использованием кино-
съемки). Профиль скоростей подтверждает существование двух
Рис. 37. Профили распределения скоростей при различных
режимах течения концентрированных гидросмесей в трубе
диаметром D = 200 мм:
1 — шведовском; 2 —• структурном; 3 — переходном; /—тур-
булентном
турой, характеризующейся параболическим распределением ско-
рости, и центральной с практически неразрушенной структурой
(ядро потока), однако уже претерпевшей незначительную де-
формацию. По мере увеличения средней скорости толщина при-
стенной области с разрушенной структурой увеличивается. Сле-
дует отметить, что аналогичные профили скоростей получены для
кормовых смесей, торфяных масс, глинистых и угольных гидро-
смесей, навозных масс, строительных растворов. Указанные про-
фили свидетельствуют, что схема вязко-пластичного течения по
Шведову-Бингаму соответствует реальному распределению ско-
рости лишь в первом приближении, причем предварительный
анализ показывает, что толщина пристенного слоя с разрушенной
структурой в действительности увеличивается быстрее, чем по
гипотезе Шведова-Бингама, и степень разрушения структуры
концентрированной гидросмеси находится в прямой зависимости
от размеров потока (например, движение смеси в капилляре и
в трубе диаметром 500 мм).
При дальнейшем деформировании (увеличении градиента ско-
рости) дисперсной системы наступает такая степень разрушения
структуры, после которого дальнейшее увеличение градиейтов
92
скорости не вызывает значительного падения вязкости. Следует
заметить, что для ряда дисперсных систем предельное разрушение
структуры происходит в переходном режиме, когда структурная
гидросмесь течет как однородная жидкость с некоторой минималь-
ной вязкостью, обозначаемой т)от. Линейный участок реологиче-
ской кривой структурированной гидросмеси, текущей в таком
режиме, проходит через начало координат, поэтому вязкость си-
стемы определяют как ньютоновскую. Этой же вязкостью практи-
чески характеризуется и турбулентный режим течения.
При высокой вязкости среды (обычно при больших концентра-
циях диспергированной твердой-фазы) часто не представляется
возможным достичь предельной степени разрушения структуры
ранее появления турбулентности или разрыва сплошности по-
тока. Поэтому для некоторых высококонцентрированных гидро-
смесей переходный режим отсутствует [12, 23, 25, 39].
Сравнение распределения скоростей ньютоновской жидкости
при ламинарном режиме течения с аналогичным распределением
при движении концентрированной гидросмеси в переходном ре-
жиме показывает, что форма профилей скоростей для смесей
получается более тупой и, соответственно, отношение u«,.Jur
всегда меньше 2, На рис. 37 (кривая 3) изображен профиль ско-
ростей по сечению потока диспергированной угольной гидро-
смеси (р *= 1190 кг/м3)', полученной с помощью специально про-
боотборной трубки. Степень развития скоростного поля потока,
определяемая отношением итп/ис„, зависит от особенностей рео-
логических характеристик данной гидросмеси. Так, для некото-
рых глинистых гидросмесей с высокими значениями предельного
напряжения сдвига распределение скоростей будет более плоским,
чем для угольных гидросмесей с небольшим значением т0.
Последующее увеличение усилий, приложенных к потоку,
приводит к возникновению турбулентного режима течения,
характеризующегося, как и в однородных жидкостях, перемеши-
ванием струй потока и непрерывным изменением их скоростей
как по величине, так и по направлению. В турбулентном режиме
концентрированные гидросмеси текут как условные однородные
жидкости с вязкостью предельно разрушенной структуры. С уве-
личением концентрации твердых частиц в гидросмеси переход
от структурного режима к турбулентному происходит при более
-высоких скоростях движения.
Наличие перемешивания в турбулентном потоке и связанного
с ним переноса количества движения из одного слоя смеси в дру-
гой приводит к «вырождению» ядра потока и выравниванию
скоростей в различных точках сечения-трубы. При этом очевидно,
что чем большей степенью турбулентности характеризуется дви-
жение смеси, тем более выравненной будет эпюра скоростей.
Этому также способствует специфика вязко-пластичного течения
концентрированных гидросмесей. Поэтому распределение ско-
ростей при турбулентном режиме течения, например, угольных
93
смесей .(р = 1190 кг/м3) характеризуется отношением итах/иср >
> 0,9 при числах Re* > 5000 (рис. 37, кривая 4), в то время как
для однородных жидкостей при аналогичных условиях движения
это отношение.всегда меньше 0,8. Однако для очень многих кон-
центрированных гидросмесей, как уже отмечалось, наступление
турбулентного режима возможно только при высоких скоростях
течения, недостижимых на практике.
Следует отметить, что недостаточное количество исследований
кинематических характеристик движения концентрированных
гидросмесей не позволяет составить подробную схему течения
вязко-пластичных смесей, позволяющую прогнозировать для за-
данных размеров потока критические скорости перехода одного
режима течения в другой и т. п.
Характерной особенностью турбулентного режима является
то, что вязко-пластичные свойства концентрированных гидро-
смесей в этом режиме при концентрациях, близких к крити-
ческим, не оказывают влияния на движение потока. В то же время
при концентрациях существенно выше sKP это влияние оказывается
столь заметным, что для количественной оценки турбулентного
режима для этих условий приходится учитывать дополнительные
факторы. Физически это вызвано отмеченным -ранее явлением
наличия в потоке недостаточно разрушенных структурных свя-
зей (на участках неполного развития профиля скоростей). Реа-
лизуется как бы недостаточно развитое за счет этой части потока
турбулентное течение, которое при весьма значительных скоро-
стях переходит в обычное развитое турбулентное течение. При-
мерно аналогично проявляют себя тонкодисперсные и другие виды
гидросмесей с ограниченным содержанием тонких классов (около
30% и более), при котором образуются в потоке лишь слабо, вы-
раженные структурные связи, сохраняемые при малых значе-
ниях средней скорости. С повышением скоростей (до характерных
в практике гидротранспорта) такие смеси перемещаются обыч-
ными турбулентными потоками. Отмеченная область турбулент-
ных режимов течения отнесена к группе так называемых пере-
ходных потоков [31]. При значительном разнообразии условий
транспортирования и физико-механических свойств дисперги-
рованных материалов имеется пока небольшой достоверный ма-
териал о движении таких потоков в трубах.
Кривые i (и), полученные для турбулентного режима течения
концентрированных гидросмесей, расположены существенно выше
кривых i (и) для воды вследствие наличия в потоке инертных ча-
стиц, для переноса которых требуются повышенные затраты энер-
гии. В некоторых случаях, например, при движении волокнистых
суспензий (бумажной массы, илов, торфяных масс, осадков сточ-
ных вод), при малых концентрациях в этом режиме наблюдается
пересечение кривых течения суспензий с кривыми i (и) для воды,
т. е. в некоторой области скоростей эта часть кривых i {и) рас-
полагается ниже. Как отмечалось, характерная особенность гидро-
94
смесей с органо-минеральными частицами типа торфа, или, раз-
личных осадков, волокон бумажной и древесной масс заключается
в их значительно большой активности в отношении структуро-
образования уже при концентрации частиц порядка нескольких
процентов по объему, а также при плотности гидросмеси мень-
шей, чем у воды. Это объясняется исключительной поверхнбстной
активностью частйц и меньшей их плотностью по сравнению с-жид-
кой средой. В свою очередь, волокнистая форма частиц при зна-
чительных скоростях движения смесей в трубах способствует
Рис. 38. Зависимость i (и) при движении концентрированных
гидросмесей:
а — торфа при D = 570 мм; б — осадка при D => 100 мм; 1 — з = 1,8%;
2 - s = 2,1%; 3 - « = 3%; < — ««=> 3,2%; 5 - « = 2,2%; «-«=3,6%;
7 - « = 5%
в некоторой степени ламиниризации потока, а в турбулентном
режиме также и достижению большей гладкости внутренней По-
верхности трубы. * Благодаря этому можно несколько изменить
общие сопротивления движению волокнистых суспензий по сравне-
нию с водой.
На рис. 38, а и б показаны кривые i (и) для гидросмеси торфа
и осадка, при рассмотрении которых можно убедиться в отме-
ченных выше особенностях течения по сравнению, например,
с угольной гидросмесью.
Отличительной чертой турбулентного режима течения кон-
центрированных гидросмесей является снижение интенсивности
пульсаций давления. На рис. 39 показана пульсация величины
давления в, точке на стенке трубы при движении воды и содовой
суспензии (s = 30%). Снижение пульсаций давления с увеличе-
нием концентраций гидросмеси объясняется следующим. Диспер-
гированные твердые частицы в режиме турбулентного течения
дают практически равномерное по сечению поле распределения
95
концентрации, при этом твердая фаза вследствие1’демпфирующего
действия снижает пульсацию поля полного давления в потоке и
на стенке (рис. 39, а и б). Переход от одного режима движения
гидросмеси к другому происходит минуя определенную переход-
ную фазу, которая отмечается местом перелома кривых на графи-
ках.
На рис. 40, а и б изображены данные измерений в виде графи-
ков i (и) для диспергированного угля крупностью, характерной
для пылевидного топлива, сжигаемого на ТЭЦ. Из графиков
Рис. 39. Изменение давления в двух точках трубы:
а — для воды; б — для содовой суспензии
следует, что при малых скоростях движения и концентрациях
более 0,2 гидросмесь не расслаивается, как это характерно для
гидросмеси с более крупными частицами. Для создания условий
течения в потоке такой гидросмеси необходимо преодолеть на-
чальное предельное напряжение сдвига т0, эквивалентное гидрав-
лическому сопротивлению при и = 0. При малых скоростях Дви-
жения гидросмеси режим течения представл'яется как структур-
ный режим вязко-пластичных жидкостей [6, 20, 25, 31].
Характерно, что при различных значениях s отрезки прямых
z (и), определяющие этот режим, имеют несколько отличные
углы наклона; граничные значения скоростей и2, при которых
структурный режим переходит в другой режим течения, зависят
от значений s, а также от диаметра трубы ( см. и другие графики,
причем кривые, показанные на рис. 40, б, построены для смеси
с содержанием частиц размером более 0,25 мм— 2,1%; 0,071 —
0,25 мм—22,51%; 0,04—0,07 мм— 18,69%; менее 0,04 мм —
56,7%).
96
Структурный режим обеспечивает перемещение концентри-
рованных гидросмесей при малых скоростях, однако при этом
требуется значительный гидравлический уклон. При и > а2
наступает переходная фаза движения к основному — турбулент-
ному режиму течения (рис. 40, а, б). Границы переходной фазы
особенно нечетки на стыке с турбулентным режимом течения
вследствие влияния многочисленных факторов. Главнейшим из
Рис. 40. Зависимость i (и) при движении водо-угольных смесей:
а — для трубы D •= 200 мм (уголь марки А Ас — 18,25%; крупностью на сите 0,074 мм
около 20—24%); б — для трубы D == 610 мм (уголь марки Г, ps ® 15 кя/лс*; Ас = 18,7%
крупностью на сите 0,074 мм — 24%); 1 — р » 1162 кг/м*1 2 — р ** 1170 ке/м*; 3 — р »
== 1195 ке/лс1; 4 — р « 1212 ке/м*; S — р « 1126 иа/лг*; 6 — р « 1154 ла/л«в, 7 — р «•
«= 1154 |се/жа; 3 — р в 1198 кг/м9
них является степень разрушенности структурных связей, ко-
торые практически изменяют свою прочность во всех трех ука-
занных режимах с увеличением градиента du/dr, но даже при вы-
соких значениях градиента могут не утрачиваться (рис. 40, а и б).
Расположение опытных точек на графике i (и) для глинистых
гидросмесей свидетельствует о наличии двух режимов течения;
пруктурного и турбулентного при больших расходах гидросмеси,
причем между ними наблюдается переходная зона. Особенностью
структурного режима движения глинистых гидросмесей с не-
большой структурной вязкостью, как и других подобных гидро-
смесей, является то, что потери давления мало зависят от расхода.
При увеличении расхода в несколько раз потери давления воз-
растаю г всего лишь на несколько процентов. При турбулентном
7 А В Смолдырев	97
режиме течения структурная вязкость и динамическое напряже-
ние сдвига не влияют на величину потерь давления, которые для
некоторых смесей с плотностью не более 1230 кг/м3 прямо пропор-
циональны р.
Исследовались режимы движения известкового (1 : 3), цемент-
ного (1:3) и сложного (1:1:6) растворов при подвижностях
последних 4,7 и 10 см по стандартному конусу и при скоростях
движения от 0,2 до 0,5 м/сек, что практически охватывало все
случаи перекачивания растворов насо-
сами. Анализ кривых распределения
скоростей по сечению показывает нали-
чие структурного режима течения строи-
тельных растворов, поскольку послед-
ние перемещались с одинаковой скоро-
стью по сечению за исключением тонкого
пристенного слоя, скорость которого
изменялась от нуля до скорости ядра
потока. Было замечено, что диаметр
трубы влияет на профиль распределения
скоростей по сечению. Влияние это выра-
жается в том, что при уменьшении вну-
треннего диаметра трубы, например от
75 до 38 мм, кривизна профиля ста-
новилась более плавной, т. е. ядро по-
тока с уменьшением диаметра постепенно
п^дмжениТмХкй Й- .«“Рожалось»- Существенно влияет
росмвси ДЛЯ трубы D= «подвижность» раствора (предельные
= 125 жж:	напряжения сдвига) на профиль ско-
/ _ р = Коо кг/м*; а - р = ростей .С увеличением подвижности рас-
П4^^3^:60®-^ твора профиль становился более вытя-
= изо м/м*	нутым, близким к параболической кри-
вой. Состав раствора (известковый,
цементный или сложный) при одной и той же подвижности не
оказывал влияния на режим течения растворов по трубам.
Турбулентный режим течения строительных растворов и бетон-
ных смесей на практике не реализуется.
На рис. 41 показана зависимость i (и) для меловой гидросмеси.
Из графиков следует, что движение гидросмеси с плотностью
менее 1450 кг/м3 происходит практически в двух режимах: струк-
турном и турбулентном. Для гидросмесей с р > 1450 кг!м3 дости-
гается только один режим движения — структурный. Гидравли-
ческие сопротивления меловых гидросмесей исследовались на
трубах диаметром 125, 200, 300 и 400 мм, причем турбулентный
режим наблюдался при движении смеси по трубе диаметром 125 мм
при высоких скоростях транспортирования. Особенностью дви-
жения меловых гидросмесей является увеличение потерь напора
при повышении температуры. Реологические исследования ме-
ловых смесей подтвердили эту особенность. Гидравлические со-
98
ii |>< > гнвлсн ия в области характерных скоростей для гидротранспорта
диспергированного мела определяются в основном величиной
динамического напряжения сдвига, которое в интервале исследо-
винных температур (8—32°) увеличивалось с возрастанием тем-
пературы.
Добавки сульфитно-спиртовой барды в количестве Д2% (по
массе) в меловую гидросмесь в 5—6 раз снижают гидравлические
сопротивления. Введение в гидросмесь тонкодисперсной глины
(класса менее 5 мкм) в количестве 5—8% также резко уменьшило
концентрации суспензии потери напо-
ра на трение увеличиваются, при этом
переходная зона между структурным
и турбулентным режимами течения
сдвигается в сторону ббльших ско-
ростей. В турбулентном режиме содо-
Рис. 42. Зависимость i (и) при
движении содовой суспензии для
трубы D — 125 мм:
1 — р “ 1520	ш/ж*;	2 — р 
« 1560 ка/ле*; 3 - р ® 1580 ка/м*
вая суспензия течет как условная однородная жидкость с вяз-
костью предельно разрушенной структуры. Кривые i (и), полу-
ченные для турбулентного режима, имеют ббльшую крутизну,
чем аналогичные кривые для воды, и представляют собой расходя-
щиеся кривые, поскольку наличие в турбулентном потоке струк-
турных агрегатов увеличивает затраты энергии на их перемещение.
С увеличением температуры гидросмеси гидравлические со-
противления возрастают, так как динамическое напряжение
сдвига содовых суспензий незначительно повышается. Однако
при увеличении скорости движения гидравлические сопротивле-
ния снижаются, поскольку структурная вязкость суспензий
с увеличением температуры уменьшается.
Общей чертой при транспортировании кормовых смесей, на-
возных масс, каолиновых суспензий и щелоко-сульфатных смесей
является наличие только одного режима течения — структур-
ного, наблюдавшегося в пределах изменения скорости от 0,3
до 5 м/сек. Реологические кривые, полученные на вискозиметре
Г
99
РВ-8, также подтвердили существование этого режима движения
в указанных выше пределах изменения градиента скорости.
Как известно, гидравлические сопротивления при движении
концентрированных гидросмесей зависят, в первую очередь, от
Рис. 43. Зависимость i (и) при движении
кормовой смеси влажностью 84% для
трубы D == 150 мм\
1 — при t «= 60е С;	*e3°e С; 5~“ПРИ
реологических параметров
смесей. Поэтому при опреде-
лении оптимальных парамет-
ров гидротранспорта и выборе
эффективного режима движе-
ния следует производить тща-
тельный анализ зависимости
реологических параметров
смеси от концентрации, дис-
персности твердых частиц,
температуры, добавок поверх-
ностно-активных веществ и
т. д. Рассмотренные выше при-
меры подтверждают это поло-
жение. Например, при реоло-
гических исследдваниях кор-
мовых смесей установлено,
что структурная вязкость и динамическое напряжение сдвига при
увеличении температуры резко снижаются. Дальнейшие расчеты
показали, что транспортирование кормовых смесей при темпера-
туре 60° является экономически эффективным; при этом гидравли-
ческие сопротивления снижаются в 2—3 раза (рис. 43). [12, 21].
2.	ОПРЕДЕЛЕНИЕ ГИДРАВЛИЧЕСКИХ СОПРОТИВЛЕНИЙ
Изучение различных форм движения концентрированных ги-
дросмесей, выполненное различными исследователями на основе
гипотезы Шведова-Бингама и соответственно уравнения Букин-
гама, дает возможность наметить общий подход для приближен-
ного расчета гидравлических сопротивлений. В частности уста-
новлено, что физико-механические свойства гидросмеси — это
определяющий фактор в этих расчетах.
Для гидравлических расчетов трубопроводов при структур-
ном режиме течения концентрированных гидросмесей наиболь-
шее распространение получила упрощенная формула Букингама,
основанная на допущении, что при малых значениях г,//? послед-
ним членом в выражении (П.12) можно пренебречь ввиду его ма-
лости. Иначе говоря, если принять, что формула распределения
скоростей справедлива при изменении г от 0 до R, то упрощенная
формула Букингама для расхода будет иметь такой вид:
я
Q = 2л [ rudr=(nR* Ap/8li]) [1 — (*/з) (r9/R)].
100
Знметим, что при г0//? = V» третий член в уравнении (П.12)
|ник*н 1/и и им можно пренебречь, а погрешность в определении Q
но упрощенной формуле составляет 5—6%. При подстановке
R 1)12 и иф вместо Q получим
Др = (32т!«Ср/£>«) (1 +1/.toD/t1«0,).	(1П.1)
Первый член уравнения (III. 1) представляет собой известное
ныражение (формулу Пуазейля) для определения гидравлических
сопротивлений ньютоновской жидкости при ламинарном режиме
течения. Второй член этого уравнения учитывает повышение
гидравлических сопротивлений благодаря вязко-пластичным свой-
ствам жидкости. При малых значениях rJR в уравнении (III. 1)
силы пластичности меньше сил вязкости. При больших значе-
ниях rJR (порядка 0,9—1) из уравнения (II. 11) следует
при т0 = Дрго/2/
• иср = (/?’ Др/4/n) [1 - (rJR)]*.	(HI.2)
Выражая уравнение (III.2) относительно Др, имеем
Др = 4«ФВД* [1 - (Л»//?)]’-	(Ш.З)
Формула (111.3) справедлива для расчета гидравлических со-
противлений при движении кормовых смесей влажностью ме-
нее 70%, целлюлозных и бумажных масс концентрацией более
10% и суспензий различных материалов с объемной концентра-
цией 30—35%, когда относительный диаметр ядра потока (DjD)
близок к единице и гидросмесь перемещается в режиме с практи-
чески неразрушенной структурой. Однако на практике этот ре-
жим движения реализуется редко, к тому же перемещение гидро-
смеси в этом режиме связано с повышенными затратами энергии,
а при высоких расходах требует применения труб повышенного
диаметра.
Исследования показали [15], что применение упрощенной
формулы Букингэма (III. 1) для расчета гидравлических сопротив-
лений при структурном режиме течения гидросмесей, а также
для определения реологических параметров (т] и т0) ее не всегда
оправдано.
Действительно, используя ' отношение
Дро/Др = kli,	(Ш-4)
перепишем формулу Букингама в виде
Q = (л/?‘ Др/8/т|) [1 - (*/,) (4/0 + С/») (W). (Ш.5)
Обозначим член в квадратных скобках формулы (III.5) как
4 = 1- (*/8) (4/0 + 04) (4/0‘-
Если построить зависимость А ((</(), то графический анализ
функции А (/(/О наглядно покажет, что общепринятое упроще-
ние формулы Букингама не является достоверным (при А >
101
>0,5, см. рис. 44). Аппроксимация A t = 1 —;'(4/3) OVO (ли-
ния 2 на рис. 44) применима, когда отношение iji не превышает
0,5. Заметим, что из условия линейности распределения каса-
тельных напряжений по сечению трубы отношение iji опреде-
ляет величину относительного диаметра ядра потока DJD. Следо-
вательно, общепринятые методы расчета потерь давления и вы-
числения констант т) и т0 по упрощенной формуле Букингама
возможны лишь после диализа экспериментальных данных, т. е.
при подтверждении отношения (iji, DJD)^0,5, что имеет место
при вязко-пластичном течении кон-
центрированных гидросмесей в тру-
бах небольшого диаметра.
Опытами установлено [15], что
при движении, например, глинистых
гидросмесей (т0 = 10-н50 н/жа, т] =
= 0,005-нО,035 H^ceidM2 и р =
= 1085 кг!м*} в трубах диаметром
60—100 мм во всей области струк-
турного течения ядро потока зани-
мает значительную часть сечения
трубы, постепенно уменьшаясь с уве-
личением скорости. К началу турбу-
лизации г Jr обычно составляет 0,5—
0,8. При турбулентном течении ядро
разрушается. При этом замечено, что
величина D0 = 4T0/pgi, т. е. диаметр
ядра потока зависит от диаметра тру-
бы. Поэтому к началу наступления
относительного размера ядра
 потока:
/—теоретическая кривая; 2—аппро-
ксимация
турбулизации в трубах разного диаметра имеет место разная сте-
пень разрушения ядра потока. Об этом свидетельствуют и данные
[6], полученные В. И. Гоштовтом под руководством одного из авто-
ров книги, для труб большого диаметра. В таких трубах структур-
ные связи могут сохраняться и в турбулентном режиме. Как
правило, величина относительного размера ядра потока DJD
для труб диаметром более 300 мм превышает значение 0,5, яв-
ляющееся ограничением для применения упрощенной формулы
Букингама.
Из анализа экспериментальных исследований следует, что
при движении структурированных гидросмесей из твердых ча-
стиц по трубам к началу наступления турбулентного режима от-
носительный размер ядра потока изменяется от 1 до 0,5. Поэтому
для каждого конкретного случая возникает необходимость под-
бора линейной аппроксимации уравнения Букингама, которая
могла бы дать приемлемую для практических целей точность
вычисления Др. Наиболее удобной аппроксимацией уравнения
Букингама является выражение вида
А = а — b (iji),
(III.6)
102
। де а и b — опытные коэффициенты, определяемые из йкспери-
мсптальных данных; например, для утяжеленных глинистых ги-
дросмесей а = 0,855, 5 = 1; для илистых а — 0,38; b = 0,4;
для кормовых смесей а = 0,65, Ь = 0,685.
Подставляя выражение (III.6) в формулу (III.5), получаем
уравнение расхода структурированной гидросмеси при изменении
ошосительного размера ядра потока в определенных пределах
(больших 0,5):
Q = (л/?‘ Др/8/r]) [a—b (i0//)l,	(И 1-7)
из которого нетрудно найти величину Др.
Определение реологических параметров (а для конкретных
условий — констант) гидросмеси осуществляется с помощью урав-
нения (III.7). Динамическое напряжение сдвига вычисляют при
Q = 0. Структурная вязкость находится по любым двум точкам
экспериментальной кривой Др (Q), дающим две пары значений
&Pi— Qi> Др я—Qa, позволяющих составить два уравнения
(III.7), при решении которых определяют т].
Для многих концентрированных гидросмесей: угольных, мело-
вых, содовых и других при перекачивании их по трубам диаметром
D 200 мм прямые течения i (и) в зоне структурного режима
поднимаются гораздо круче, чем прямые течения этих гидро-
смесей в трубах большого диаметра, и поэтому относительный
размер ядра потока к началу турбулизации меньше величины 0,5,
что позволяет воспользоваться для определения Др упрощенной
формулой Букингама. Однако, как отмечалось в гл. II, движение
некоторых гидросмесей может характеризоваться проявлением
пристенного эффекта. С учетом преобразований формулы (11.26)
упрощенную формулу Букингама с поправкой на пристенный
эффект запишем в виде
Q = (л/?‘ Др/8/т]) [1 - С/8) (г0/г)] + (л/?36 Др/2/т]0). (Ш.8)
При т0 = 0, т] = р и 6 = 0 (т. е. для ньютоновской жидкости)
уравнение (II 1.8) превращается в уравнение Пуазейля для лами-
нарного движения этой жидкости. Если подставить Др0/Др = rJR,
то из уравнения (II 1.8) можно найти потери напора при движении
структурированной гидросмеси в случае пристенного эффекта:
Др = (Q +	Др0/8/т;) : (л/?4/8й) + л/?3б/2/т]о) =
= (« + /?’ Дро/8/т]) : (/?®/8Zt] + 7?в/2/т]о).	(Ш.9)
При отсутствии пристенного эффекта (6 = 0) после преобразо-
ваний формулы (II1.9) получим известное упрощенное уравне-
ние Букингама, записанное в виде уравнения (III. 1).
При переходном режиме течения гидросмеси ядро потока
Ирак।ически отсутствует и гидросмесь течет в этом режиме, как
|||>1<>1оновская жидкость с вязкостью т)т. Однако наличие остаточ-
ных структурных связей способствует тому, что значения т]т,
определенные в разных приборах, во много раз превышают зна-
103
кбния вйЗкости, найденные по формуле Эйнштейна при отсутствии
связи между частицами. Расчет гидравлических сопротивлений
в этом режиме движения производится по формуле Пуазейля:
Др = SQlr^/nR* = 8и/т)т//?«.	(П1.10)
Вследствие высокой концентрации частиц в гидросмеси при
имеющих место на практике расходах турбулентный режим те*
чения смеси достигается при высоких скоростях и поэтому рас-
смотрение особенностей движения структурированных гидросме-
сей в турбулентном режиме обычно не представляет практического
интереса.
Таким образом, задача определения гидравлических сопротив-
лений при движении гидросмесей в трубах сводится к выбору
режима течения и последующему вычислению значений реологи-
ческих констант т0, т], qm. Необходимо заметить, что значение
предельного напряжения сдвига трудно определить из-за на-
личия необратимых деформаций при т < т0. Поэтому целесо-
образно найти т0 через величину динамического напряжения
сдвига, приняв в соответствии со схемой движения Бингама-
Букингама т0 = 8/4 0а. Величина 0а пропорциональна отрезку
Дре, отсекаемому на оси Др продолжением прямой Др (Q), ха-
рактеризующей структурный режим течения.
При движении в желобе должно соблюдаться очевидное ус-
ловие i <о (<о — гидравлический уклон для начала движения).
Значение <0, при котором еще сохраняется предельное равновесие
гидросмеси на наклонной плоскости, равно Тд/Лр. Для желоба
прямоугольного сечения в соответствии с описанной схемой дви-
жения и результатами исследований [18] можно записать
Q = uBh [1 — (h/2Rh) (1 — i0/2)], (III. 11)
где и = (ip/?/i2/2q) (1 — to/i2) — [(то/?/Л) : л! (1 — fo/i) — скорость-
ядра; Вий — соответственно ширина и высота канала (при
гидравлическом радиусе R живого сечения потока).
Формула (III. 11) рекомендуется для случая, когда iji 1,1.
Заметим, что для движения диспергированной смеси в режиме,
переходном к вязко-пластичному, может представить интерес
физическая схема движения, в соответствии с которой в потоке
существует структурное ядро и турбулентное кольцо с полностью
разрушенной структурой. В этом случае можно воспользоваться
дифференциальным уравнением структурной жидкости в форме
Генки-Ильюшина (уравнение III.27, в котором q и т0— реологи-
ческие параметры для части смеси с неразрушенной или неполно-
стью разрушенной структурой, имеющей переменный радиус г).
В соответствии с опытными данными [11 ] ищем решение урав-
нения (11.27) в виде
и — —i f/4q) г*+ (т/q) г + Ci In г 4-	(III.12)
где Ct и Ct—произвольные постоянные.
104
Для определения произвольных постоянных интегрирования
можно использовать граничные условия: г = гх, и = и0 и г — г0,
(du/br) = 0, где rt—радиус контакта или области потока ги-
дросмеси со структурными свойствами, rx <iR', г0 — радиус ядра
потока, в котором и — const, и и0—скорость границы смеси
со структурными свойствами.
Используя второе граничное условие, из уравнения (III. 12)
получаем С, = 0. В свою очередь, первое граничное условие поз-
воляет определить
С2 = (//4т))г?-(то/Ч)п + ио.	(III. 13)
Из совместного рассмотрения уравнения (III. 12) и выражений
для постоянных интегрирования получаем формулу для распре-
деления скорости в пределах области гидросмеси, в которой со-
храняются вязко-пластичные свойства:
и = («74т]) (г? — г) — (т0/т|) (fl — г) + и0. (III. 14)
В свою очередь, при 0 г г0 скорость и = их = const
и определится из выражения (III. 14) при подстановке в уравне-
ние Г1 = г0. Тогда расход смеси с вязко-пластичными свойствами
Q = n«oro + 2jt | иг dr или с учетом зависимости (III. 14):
Q = л *[(1/8т)) (d - го) - (то/Зт]) (г? - г? + «у?)].	(III. 15)
При R = /?' и и0 = 0 формула (III. 15) преобразуется в выра-
жение (11.12). Используя такой же прием к решению задачи о дви-
жении диспергированных гидросмесей, можно получить различ-
ные расчетные формулы для определения расхода.
При рассмотрении особенностей движения диспергированных
гидросмесей должно быть обращено особое внимание на переме-
щение их переходными потоками. В этом случае на характер дви-
жения гидросмесей существенно влияют конечные массы жидкости,
имеющие не нарушенные структурные связи. Как отмечалось,
свойствами переходных потоков отличаются гидросмеси, содержа-
щие мелкие классы сыпучих материалов с большим содержанием
тонких фракций. Для оценки режимов перемещения таких смесей
можно обратиться к данным сравнительно небольшого опытного
материала [20, 31 ], а также результатам измерений, полученных
В. И. Гоштовтом.
3.	КРИТЕРИИ ПОДОБИЯ К ГИДРАВЛИЧЕСКОМУ РАСЧЕТУ
Для выявления основных критериев подобия при течении струк-
турированной гидросмеси воспользуемся методом анализа раз-
мерностей, основанным на применении «пи>-теоремы, изложен-
ными выше элементами теории и экспериментальными данными.
Основными факторами, влияющими на потери давления Ap/Z
при движении вязко-пластичной гидросмеси, являются диаметр
105
трубы D,' скорость движения и, физико-механические и реологи-
ческие свойства р гидросмеси, выражаемые параметрами г] и 0а,
плотность гидросмеси р, толщина пристенного слоя б и вязкость
жидкой среды т]0. При горизонтальном положении трубы силы
тяжести не влияют на движение вязко-пластичной гидросмеси
и поэтому во внимание не принимаются. Критериальное уравне-
ние движения вязко-пластичной гидросмеси представим в виде
функции следующих переменных величин:
/ (Др//; D; и; ц; 0а; р; б; т]0) = О.
В соответствии с «пи»-теоремой,- учитывая основные единицы
Измерения, эту функциональную зависимость запишем в виде
f Oh; л8; л8; л4; лв) = 0.	(III. 16)
При этом заметим, что число членов в уравнении (III. 16) со-
кратилось с 8 до 5. Из пяти членов два члена параметрические по
числу пар одноименных величин
«1 = ЛоЧ л» = SID.	(III. 17)
Для определения л3, л4, лб выберем из оставшихся переменных
три величины, включающие все основные единицы измерения и,
Dap. Составим уравнение размерностей, объединяющих выбран-
ные переменные с каждой из других переменных по очереди, т. е.
n8 = D*,uV‘n; л4 = D*’uV’АРА; n, = D”«y’pW (III. 18)
В выражениях для л8, л4 и лв необходимо так подобрать пока-
затели при D, и, р, чтобы члены Лд, л4 и лв не имели размерности.
Выразив входящие в эти соотношения переменные через основные
размерности, получим три независимых уравнения. Одновремен-
ное решение этих уравнений позволяет определить значения пока-
зателей степеней. Нетрудно убедиться, проверив размерности,что
л3 = аОр/т]; л4 = (DДр//):i?p; nB = 0a/u8p. (III. 19)
Подставляя полученные безразмерные комплексы в формулу
(III. 16), представим уравнение движения вязко-пластичной гидро-
смеси в безразмерных параметрах:
(D Др//)/«8р = f (tjo/t); б/D; uDp/r]; 0й/и2р). (II 1.20)
Первый и четвертый комплексы уравнения (III.20) соответст-
вуют известным критериям подобия для однородной жидкости,
а именно Рейнольдса и Эйлера; пятый — выражает особенности
вязко-пластичной гидросмеси и является критерием пластичности;
второй и третий — характерны для вязко-пластичной гидросмеси
при движении ее с проявлением пристенного эффекта.
В отличие от обычных вязких жидкостей, для которых выбор
критерия Re или Fr производится в зависимости от преоблада-
ния сил вязкого сопротивления или сил тяжести (одной из этих
сил пренебрегают), для вязко-пластичной гидросмеси силы вяз-
кости и пластичности примерно однозначны. Поэтому критериаль-
106
ное уравнение (III.20) непригодно для моделирования из-за не-
возможности удовлетворить одновременно критериям л3 и л6. В то
же время ни одним из этих критериев в отдельности пренебречь
нельзя, поэтому для приближенного моделирования целесообразно
получить обобщенный критерий подобия. Правомерность его
применения должна быть обоснована экспериментально..
Для этой цели привлечем теоретическое уравнение (Ш.1)
и представим его в критериальной форме. Выполнив необходимые
преобразования и подстановки, получим
(bplt)D : ри» =
= 64 [(q/uDp) + 0/8) (0d/u*p)] : [1 + 8 (б/D) (тйо)]; (Ш-21)
проводя аналогию с ньютоновскими жидкостями, для которых
уравнение Дарси-Вейсбаха записывается в критериальной форме
Eu (Re), нетрудно заметить, что выражение в правой части урав-
нения (III.21) является безразмерным коэффициентом сопротив-
ления для вязко-пластичной гидросмеси при структурном ре-
жиме движения ее и равен
X = 64: {[1 + 8(6/D)(п/По)]: h/uDp + С/8)(ба/и’р)!} =
= 64/Re**.	(Ill .22)
Уравнение (III.22) включает в себя выражение для обобщен-
ного критерия, объединяющего безразмерные комплексы формулы
(III.20). Полученный обобщенный критерий в виде уравнения
(III.22) учитывает соотношение сил вязкости, сил пластичности
при наличии пристенного эффекта и сил инерции. При отсутствии
пристенного эффекта (6 = 0) параметр Re** превращается в из-
вестный обобщенный критерий
Re* = Re/[1 + (0aD/8uri)].	(III.23)
Следует отметить, что предложенный Н. В. Тябиным обобщен-
ный параметр Re*, записанный в виде
Re* = Re/[1 + (t0D/6mt))],	(III.24)
приводится к обобщенному критерию, записанному формулой
(III.23) при использовании подстановки т0 = (8/<) 0$.
' Таким образом, потери давления при движении вязко-пластич-
ных гидросмесей можно определить по формуле Дарси-Вейсбаха,
причем безразмерный коэффициент сопротивления % для структур-
ного режима является функцией обобщенного критерия Рейнольдса
и численно равен 64/Re* или 64/Re**. Приведенные ниже при-
меры иллюстрируют справедливость этого положения.
В турбулентном режиме решающую роль в движении потока
играют силы инерции, силы пластичности отсутствуют и слагае-
мое в выражении (III.22), содержащее 0а> становится бесконечно
малым и стремится к нулю. Структура вязко-пластичной гидро-
смеси разрушена, твердые частицы участвуют в пульсационном
107
движении, Поэтому 6 = 0 и, следовательно, й этом режиме обоб-
щенный критерий Re** превращается в обычный параметр Рей-
нольдса Re = puDJi\n. В этом случае критериальное уравнение
для трубы с гладкими стенками запишется в виде
Др// = f (D, и, р).
Применив «пи>-теорему, получим один безразмерный параметр
(Др/Z) D/pa’ = const.	(III.25)
Анализ уравнения (III.25) показывает, что безразмерный коэф-
фициент X приобретает постоянное значение при сильно развитом
турбулентном течении, т. е. режим течения гидросмеси проис-
ходит в автомодельной области.
Гидравлические сопротивления вязко-пластичных гидросме-
сей при структурном режиме движения определяются структур-
ной вязкостью и динамическим напряжением сдвига. Разнообра-
зие реологических свойств структурированных гидросмесей, обус-
ловленное взаимодействием различных жидких сред (воды, рас-
творов и т. д.) с твердыми частицами, требует в каждом случае
выявления основных факторов, влияющих на гидравлическое
сопротивление. Гидравлические сопротивления при движении
вязко-пластичных гидросмесей складываются из вязких и пла-
стичных составляющих сил. Когда одна из составляющих' тре-
ния преобладает над другой, второй можно пренебречь, что от-
ражается на выборе соответствующего критерия. Приведем при-
меры. При небольшом содержании твердых частиц в глинистых
и цементных гидросмесях [18], торфяных и бумажных массах
сопротивление движению зависит в основном от динамического
напряжения сдвига. Если учесть это, а в приближенных расче-
тах не учитывать структурную вязкость, то в формуле (II 1.23)
число Re отпадает и тогда к становится функцией критерия пла-
стичности к (0а/ияр).
Когда структурная вязкость гидросмеси значительно превы-
шает 0д, что характерно для лессовых, содовых и других суспен-
зий с сильно гидратированной поверхностью частиц, то можно
пренебречь членом, содержащим 0в в выражении (III.23), и
коэффициент Дарси будет функцией параметра Рейнольдса
(uDp/i}).
Если же силы вязкости и пластичности сопоставимы, нужно
пользоваться обобщенным параметром Re* в выражении (III.23).
При движении вязко-пластичных гидросмесей в трубах боль-
шого диаметра, когда относительный размер ядра потока превы-
шает 0,5, обобщенный критерий Re* записывается в виде
ReJ = a Re/[1 + b (QaDlbui\)},	(III.26)
а безразмерный коэффициент сопротивления определяется как
функция двух взаимонезависимых критериев к (Re*, DJD) и
численно равен 64/ReI. Для больших значений относительного
108
размера ядра потока, близких к единице, обобщенный параметр
Re* принимает вид
ReJ = 2 Re [1 - (r0/R)]2.	(Ш.27)
Из анализа формулы (III.27) следует, что при значениях r0IR
1 величина параметра Rej должна быть очень мала. Следует
отметить, что обобщенные критерии Rei и Rej получены на основе
применения метода анализа размерностей.
/ — уголь марки А (остаток на сите 0,074 мм около 2$%)» Р = 1162 кг/м1, D » 200 мм:
2 — цемент (остаток на сите 0,074 мм около 8%), s = 0,33, О = 75 мм: 3 — мел (остаток
на сите 0,074 jkjk около 5%), р » 1520 кг/м*, D = 125 мм: 4 — сода (остаток на сите
0,074 мм около 80%), р » 1580 кг/ле\ D 125 мм, 5 — корм (влажность 84%), D —
— 150 мм: 6 — каолин (остаток на сите 0,074 мм около 2%), р = 1600 кг/м1, D » 125 мм:
7 — осадок (влажность 92%), D — 100 мм: 8 — глина (остаток на сите 0,074 jkjm около 2%),
р = 1230 кг/м*, D = 67,2 мм: 9 — торф (влажность- 90%), D = 570 мм: Ю — навоз
(влажность 86%), D = 200 мм
Для экспериментального обоснования достоверности обобщен-
ных критериев Рейнольдса используем опытные данные различных
авторов, характеризующие движение глинистых, меловых, уголь-
ных суспензий, торфяной массы, кормовых смесей, навоза и дру-
гих материалов. Итоговая характеристика режимов течения раз-
личных гидросмесей, изображенная на рис. 45, показана в виде
зависимости коэффициента Дарси от обобщенного критерия Рей-
нольдса Л (Re*) — для структурного режима, X (Re') — для пере-
ходного и A (Re) — для турбулентного режима. Точки, нанесен-
ные по данным опытов для структурного и переходного режимов
движения, удовлетворительно располагаются на линии 64/Re*, что
подтверждает справедливость предложенных параметров Re.
Ю9
Обработка данных многочисленный измерений, выполненных
для гидросмесей с диспергированными твердыми частицами мела,
угля, глины, соды, торфа, кормов и других материалов в трубах
диаметрами от 12—50 до 600 jkjk показывает, что в общем случае
удельные потери давления можно определить по формуле
i = W/ZgD,
где коэффициент % для различных режимов движения находится
по приведенным выше соотношениям.
Опытами установлено, что различие в шероховатости стенок
труб в структурном и переходном режимах для труб большого
диаметра не влияет на значение %. Величина критерия Re*, харак-
теризующего замену структурного режима переходным, несколько
изменяется (уменьшается) с увеличением объемной концентрации
и приблизительно (по измерениям на угольных смесях при диаме-
трах труб в пределах D = 100-5-650 мм) составляет uDp/t]m =
= 103-е-3-10®. Приближенные расчеты по другим опытам (с гли-
ной, мелом, торфом) показывают такой же характерный диапазон
значений.
Значения Re* для смены переходного режима турбулентным
течением по имеющимся опытным данным для того же диапазона
изменения диаметров труб (12—400 мм) составляют (3—5)- 10s.
Графики i (и) в этом режиме для гидросмесей с различными диспер-
гированными материалами представляют собой семейство кривых,
подобных кривым для воды, но круче и тем значительнее, чем
больше концентрация гидросмеси. Для этого режима коэффициент
сопротивления не зависит от числа Re. По отдельным данным
граничное значение Re определяется в первую очередь величиной
D; например, для водоугольных смесей Re = 3 - 10s при D = 0,2,
Re = 3,5-10® при D = 0,3; Re = 4-10® при D = 0,4 и Re =
= 5-10® при D = 0,6 м.
Влияние масштабного фактора на реологические константы
значительно проявляется на величине вязкости т|т. Вискозиметри-
ческих данных в этом случае для расчета оказывается недостаточно.
Это характерно для различных материалов. Тот же эффект отме-
чается и для турбулентного течения, для которого граничные зна-
чения Re также зависят от s и D.
При введении в гидросмеси с диспергированными частицами
кусков (угля, породы) последние оказывают влияние на режим
движения, например, наблюдается уменьшение Re^p (величина
обобщенного параметра Рейнольдса, определяющая смену струк-
турного режима турбулентным); это вызывается тем, что частицы и
куски могут способствовать зарождению в потоке вихрей. Значи-
тельное влияние на это явление оказывает концентрация гидро-
смеси.
Для обобщения данных измерений рекомендуется использовать
следующие соотношения, вытекающие из размерностного анализа
и теоретической оценки режимов,
по
Для динамического напряжения сдвигу (0$ = т)
т/т0 = 1 4- const t]«/Dt0	(111.28)
и
xKPlx0 = const,	(III.29)
для эффективной вязкости с учетом выражения (III.28)
т]' = ст] + xDlu\	(III.30)
для минимальной вязкости из формулы (III.30) имеем
tD/ut]ot = const;	(111.31)
для коэффициента сопротивления при турбулентном течении
с учетом т]' и hID (h — высота бугорков шероховатости)
Л = <р (puD/rii; Л/D);	(III.32)
для граничной скорости структурного и переходного режимов
из выражения (III.31) имеем
и = rD/const т)от;
для граничной скорости переходного и турбулентного течения
с учетом формулы (III.32) можно записать
и = const pD/rf (Л/D)".	(111.33)
В приведенных зависимостях тжр соответствует критическому
значению концентрации смеси; постоянные устанавливаются в ре*
зультате обработки данных измерений.
При обобщении данных измерений следует также учитывать
влияние петрографической характеристики на реологические кон-
станты, а также наличие примесей (например, глинистых частиц
в угле), влияние которых может быть, как отмечалось ранее, зна-
чительным.
4.	МЕСТНЫЕ ГИДРАВЛИЧЕСКИЕ СОПРОТИВЛЕНИЯ
При движении структурированных гидросмесей местные потери
давления могут достигать значительной величины от общих потерь
давления в гидротранспортной системе (особенно во внутри-
заводских установках). Данных для определения потерь давления
в местных сопротивлениях мало. Во многих справочниках приво-
дятся результаты, полученные при экспериментальных исследова-
ниях режимов течения воды или вязких жидкостей, поэтому приво-
димые значения коэффициентов местных сопротивлений £ нельзя
применять без проверки.
Коэффициент £ вычисляется чаще всего опытным путем и при-
нимается постоянным независимо от скорости движения жидкости
и ее вязкости, т. е. предполагается квадратичная зависимость
местных потерь давления от скорости. Это отмечается в болыпин-
Ш
стве случаев движения ньютоновских жидкостей при'Эначительных
числах Re. Формула для динамических потерь, например,
Л, = 5 (u*/2g)	(III.34)
и формула Борда для расширения потока
Л«=В	(III.35)
выведены из предположения, что потери на трение на участках
сужения или расширения потока незначительны и ими можно пре-
небречь. Однако при движении жидкостей значительной вязкости
это допущение перестает быть
справедливым, так как с увели-
чением вязкости потери на тре-
ние быстро возрастают и вихре-
вые зоны за местными сопротив-
лениями уменьшаются. Формула
для сужения или расширения
потока, учитывающая вязкост-
ные свойства жидкости [ 1 ]
5 = B/Re + (1+ад) (III.36)
(при условии, что сжатие струи
отсутствует) и геометрию мест-
Таблица 6
Сравнительные данные значения £
для конфузора
Среда	Коэффициент | (по Вейс- баху)	Коэффи- циент £ [1]
Вода Суспензия:	0,74—0,82	0,79
« 14% яг/лс8	4,94—1,78	0,97-0,83
= 1480 кг/м3	6,43—1,54	0,96-0,82
ного сопротивления, не отра-
жает вязко-пластичных свойств потока гидросмеси. Табл. 6 на-
глядно иллюстрирует неприменимость существующих формул для
определения местных гидравлических сопротивлений при движе-
нии вязко-пластичных гидросмесей (на примере каолиновых
суспензий).
Для расчета местных потерь напора на практике часто исполь-
зуют метод эквивалентных длин, в соответствии с которым вели-
чину местных потерь можно определить как потери напора в неко-
тором дополнительном участке 13 основного трубопровода
ha = MjfifigD.
(III.37)
Длина 13 называется эквивалентной длиной местного сопротив-
ления, которую вычисляют пересчетом по известному коэффи-
циенту £ для данного местного сопротивления. Приравнивая фор-
мулы (III.34) и (III.37), находим
/Э = (£/Х)П.	(III.38)
Величины эквивалентных длин, пропорциональных диаметру
трубопровода, могут рассчитываться только в зависимости от ха-
рактера самого сопротивления. Исследования показали [5], что
результаты расчетов по методу эквивалентных длин во много раз
отличаются от истинных потерь давления в местных сопротивле-
ниях при течении вязко-пластичных гидросмесей-
J12
На рис. 46 показана зависимость эквивалентной длины от ско-
рости движения навозной массы и воды в отводе диаметром 125 мм.
Сравнивая кривые 1 и 2, можно отметить, что эквивалентная длина
отвода при транспортировании навозной массы в несколько раз
больше,"чем для воды. При уменьшении влажности навозной массы
отмечается увеличение эквивалентной длины местных сопротивле-
ний, что характерно для любых концентрированных гидросмесей,
поскольку с возрастанием концентрации твердых частиц повы-
шаются значения реологических свойств гидросмесей и соответ-
ственно увеличивается коэффициент £.
Например, при движении древесной и
целлюлозной масс в колене диаметром
150 мм в конфузоре размером 150 X100 мм,
а та^же в задвижке D = 100 мм установ-
лено, что коэффициент £ резко возрастает
с уменьшением скорости и увеличением
концентрации массы; при больших скоро-
стях коэффициенты £ для воды и целлю-
лозной массы почти совпадали. Отмечается
также, что при развитом турбулентном
режиме течения вязко-пластичных гидро-
смесей коэффициент £ был больше, чем при
движении воды, и практически оставался
постоянным.
0	1	2 3 им/ак
Рис. 46. Зависимость I, (и)
для отвода диаметром
125 мм:
/—вода; 2 —навозная масса
влажностью 86%
Интересно сопоставить результаты раз-
личных исследований местных сопротив-
лений при движении осадков сточных вод
[39 ]. На рис. 47 показана зависимость hM(u)
при движении сырого осадка (о> = 93%)
в стальном колене диаметром 100 мм. Там
же для сравнения приведены данные для
колена диаметром 200 мм при слажности осадка 94% и для
колена при движении осадка (га = 96%, £ = 1,14). Анализ полу-
ченных результатов показывает, что потери давления при скоро-
стях, близких к нулю, велики (это говорит о значительном влия-
нии вязко-пластичных свойств осадков на величину потерь давления
при малых скоростях), характер кривых hM (и) для осадков раз-
ной влажности аналогичен. Следует отметить, что кривая 3
(рис. 47) для осадка построена при g = const, т. е. в предполо-
жении, что для течения характерна автомодельная область, хотя
в действительности движение происходит не только в квадратич-
ной области турбулентного движения, но и в области структур-
ного режима и переходной фазы между ними (коэффициент 5, как
отмечалось, существенно зависит от скорости потока).
Исследовались потери напора в крутоизогнутых отводах при
повороте на 45, 60 и 90° с радиусом закругления 1.5D для труб
с условным проходом 80,100,125, 150 мм и в задвижках диаметром
100, 150 мм при движении навозных масс [5]. На рис. 48 показана
9 АВ- Смолдырев
113
зависимость потерь давления в отводах от скорости движения на-
воза. Анализ экспериментальных данных показал, что потери
давления в фасонных частях таких трубопроводов пропорцио-
нальны скорости движения навоза; с увеличением угла поворота и
уменьшением диаметра отвода величина местных потерь резко
возрастает; с увеличением влажности навоза местные потери на-
Рис. 47. Зависимость hM (и)
в колене при движении осадка:
1 — по опытам для колена D »
в 200 мм; 2 — по рекомендации
А. 3. Евилевича; 3 — по опытам
для колена D = 100 мм
пора снижаются (рис. 48).
Местные гидравлические сопро-
тивления зависят как от общих фак-
торов, так и от геометрии местного
включения (трубопроводной армату-
ры, фасонных частей). Рассмотрим
общие факторы, влияющие на вели-
чину коэффициента местного сопро-
тивления. Коэффициент £ существенно
зависит от режима течения вязко-
пластичной гидросмеси. При струк-
турном режиме течения коэффи-
циент £ резко изменяется с изме-
нением числа Re*. Переходная фаза
движения также характеризуется за-
висимостью £ от Re*. При турбулент-
ном режиме течения и больших чис-
лах Re коэффициент £ почти не за-
висит от Re.
Отмечается влияние шерохова-
тости внутренней поверхности труб
на коэффициент £ при турбулентном
течении гидросмеси, когда выступы
шероховатости усиливают турбулент-
ность потока, что приводит к уменьшению величины местных
сопротивлений. При движении гидросмеси В структурном режиме
влияние шероховатости на коэффициент & не замечено.
Большое значение при определении потерь напора на прямоли-
нейных опытных участках и в местных сопротивлениях, а также
для гидравлических расчетов трубопроводного транспорта кон-
центрированных гидросмесей имеет величина начального участка,
в котором стабилизируется скоростное поле потока. Распределение
скоростей зависит от режима движения и от длины прямого уча-
стка, расположенного перед фасонной частью. В данном случае
источником потерь напора служит изменение нормального распре-
деления скоростей в поперечном сечении трубопровода. Чем не-
равномернее скорости, тем больше коэффициент £, поскольку при
этом изменяются структура движущихся слоев гидросмеси и соот-
ветственно реологические характеристики потока.
. При входе вязко-пластичной гидросмеси в трубу вблизи ее сте-
нок формируется пограничный слой, распространяющийся внутрь
по направлению к оси. Расстояние от входа до места, где погра-
114
ничный слой смыкается на оси трубы, определяет величину на*
чального (входного) участка.
При движении вязко-пластичных гидросмесей эпюры скорости
более однородны, чем эпюры для ньютоновских жидкостей, по-
этому профили скоростей полностью сформировываются для них
быстрее и начальные участки для гидросмесей при прочих равных
условиях короче. С возрастанием значений реологических постоян-
ных гидросмеси величина начального участка стремится к умень-
шению. Поэтому для гидросмесей (например, кормовых смесей
влажностью 60—70%, а также суспензий),
у которых предельное напряжение сдвига
велико, длина начального участка очень
мала ввиду того, что размер ядра потока
близок по величине к диаметру трубы.
В этом случае при гидравлических расче-
тах или исследованиях длиной начального
участка можно пренебречь. Для вязкопла-
стичных гидросмесей с небольшими значе-
ниями т] и т0 пренебрежение начальным
участком при расчетах или исследованиях
приводит к ошибкам.
В гидравлике для развитого турбу-
лентного режима течения, в том числе,
например, глинистых смесей, длина на-
чального участка принимается независи-
мой от параметра Re* и примерно равна
40—50D, хотя в некоторых случаях дости-
гала и 80D. Необходимо отметить, что
в турбулентном потоке длина начальных
короче, чем при структурном режиме. Ограниченность данных
для определения длины начального участка, особенно при движе-
нии вязко-пластичных гидросмесей, требует проведения соответ-
ствующих исследований и не позволяет рекомендовать какие-либо
расчетные зависимости, не проверенные на практике.
Условно можно выделить следующие основные виды местных
потерь напора:
1)	сопротивления, вызываемые изменением скорости по вели-
чине, т. е. сопротивления, связанные с изменением площади попе-
речного сечения;
2)	сопротивления, связанные с изменением направления потока;
3)	сопротивления, в результате которых скорость изменяется
по сечению и направлению (сложные местные сопротивления: вен-
тили, клапаны, краны, тройники, крестовины, дроссель-клапаны).
Используем метод размерностей для установления безразмер-
ных комплексов, от которых зависят местные потери давления.
Для первой группы местных сопротивлений потери давления зави-
сят от следующих факторов: диаметра трубы D; диаметра сужения
или расширения Do, физических свойств гидросмеси (плотности р,
8*	115
Рис. 48. Зависимость hM
(и) при транспортирова-
нии навоза в отводе:
1 — D = 126 мм, а = 60°,
w = 89,4%; 2 — D=80 мм,
а = 60е, w=89,4%; 3-D =
= 125 мм, а = 60°, ш =
= 87,2%; 4 — D = 88 мм,
а = 90°, № = 86%
значительно
Структурной вязкости г), динамического напряжения сдвига 0^),
скорости движения и. Запишем критериальное уравнение движе-
ния вязко-пластичной гидросмеси в виде
f (hM‘, D; d0; p; n; e<>; “) = o. (ш.зэ)
Применив «пи»-теорему и определив известными методами без-
размерные компоненты, получим
Eu = f (D/Do; Re; u«p/0e).	(III.40)
Коэффициент & можно рассматривать как величину, пропор-
циональную числу Ей, и с учетом особенностей движения концен-
трированных гидросмесей в вязко-пластичных режимах можно
записать
g = f (Re*; D/Do).	(III.41)
Вид уравнения (III.41) устанавливается в результате соответ-
ствующих исследований.
Для второй группы местных сопротивлений уравнение движе-
ния гидросмеси примет вид
f(V. D; /?,; р; п; ©У, и) = 0,	(III.42)
где Ra — радиус закругления трубопровода.
Пользуясь описанным методом, получим следующую функцио-
нальную зависимость:
g = (Re*; D/Ra).	(III.43)
Вид уравнения (II 1.43) раскрывается при проведении необхо-
димых исследований.
Определить приведенным выше методом коэффициент £ для
третьей группы местных сопротивлений сложно. Дело в том, что
каждое местное сопротивление влияет на распределение скоростей
в потоке на участках определенной длины до и после рассматривае-
мого местного сопротивления. В результате такого влияния вели-
чина потерь на указанных участках не может быть вычислена по
обычным формулам. Не располагая данными об успокоительных
участках для различных местных сопротивлений, расчеты гидро-
транспортных установок (особенно внутризаводских) выполняют
приближенно. Поэтому на практике для любого вида местных со-
противлений коэффициент £ определяют на основании опытных
зависимостей £ (Re*).
Из анализа реологических характеристик отдельных видов
нефтей следует, что с увеличением их структурной вязкости точка
подъема кривых £ (Re*) сдвигается в сторону больших чисел Re*,
поскольку чем значительнее дисперсность, тем прочнее структур-
ные связи в данной дисперсной системе. Поэтому сопротивление
зарождению и развитию турбулентных вихрей увеличивается.
В квадратичной области коэффициенты для различных эмульсион-
ных нефтей становятся почти одинаковыми. Идентичные зависи-
116
мости I (Re*) поЛу^еий для диффузора (а = ЙОч-456), конфузора
(а = 60°), угольника диаметром 50 мм (а = 90°), отвода диаметром
62,5 мм (а = 90°).
В области структурного режима зависимость g (Re*) для пере-
численных местных сопротивлений удовлетворительно аппрокси-
мируется уравнением вида
£ = В/Re*,	(III.44)
где В — эмпирический коэффициент, зависящий от геометрии мест-
ного сопротивления.
Анализ зависимости g (Re*) для движения вязко-пластичной
парафинистой нефти в различных местных сопротивлениях, по
данным Шихлинской, показал, что коэффициент § является слож-
ной функцией числа Re*. На рис. 49 показана зависимость £ (Re*)
для плавного поворота потока такой нефти в трубе.
При малых значениях Re* наблюдается режим движения с раз-
рушающей структурой, затем имеет место переходная область
турбулентного режима, включающая в себя несколько зон, и,
наконец, при достаточно высоких значениях Re* при развитом
турбулентном течении наблюдается автомодельная область, где
коэффициент & практически постоянен для данного вида местного
сопротивления.
Обработка зависимостей £ (Re*) для вентиля, задвижки, плав-
ного отвода (а = 90°), угольника (а = 90°) показала, что в диапа-
зоне значений параметра Re* (до Re* = 1500) изменение коэффи-
циента g от числа Re* записывается в виде
5 = В/Re*»,	(Ш.45)
где В, п — эмпирические коэффициенты, определяемые в зависи-
мости от конструкции местного сопротивления, степени открытия
запорного устройства и других факторов. Коэффициент В изме-
няется в пределах от 1350 до 32, л — от 1 до 0,223.
^"По опытным данным [39], для девяти местных сопротивлений
при движении осадков сточных вод построена зависимость % (Re*).
Опытные точки охватывают широкий диапазон значений чисел Re*,
подсчитанных по формуле (III.23). Обработка данных показала, что
при течении осадков в фасонных частях наблюдаются два режима:
структурный и турбулентный; при этом переход от одного режима
к другому происходит при Re* = 2000 4-5000. Так же, как и для
прямых участков труб, при структурном режиме коэффициент g
уменьшается с увеличением числа Re*; при турбулентном течении
осадков он практически постоянен.
Для случая движения вязко-пластичной гидросмеси с относи-
тельным размером ядра потока более 0,5 использовали для обра-
ботки опытных данных критерий Re*, определенный по формуле
(III.26). Анализируя зависимости g (Re*), отметим (рис. 50), что
при вязко-пластичном течении каолиновой суспензии (pH > 9,5)
турбулентное течение не наблюдалось, движение суспензии проис-
117
Ходило в структурном режиме. Сравнивая зависимости £ (Re*)
для колена диаметром 100 мм, вентиля Dy = 100 мм, конфузора,
можно описать взаимосвязь между £ и Re* уравнением вида (III.44),
где коэффициент В принимает следующие значения: 5000 — для
вентиля, 1500 — для колена, 420 — для диффузора.
Формула (II 1.44) идентична по структуре зависимости для рас*
чета коэффициента £ при малых числах Re для ньютоновских жид-
костей с той лишь разницей, что параметр ReJ учитывает особен-
ности движения вязко-пластичных гидросмесей. Характерно, что
Рис. 49. Зависимость g (Re*) для
парафинистой нефти при плавном
повороте потока
Рис. 50. Зависимость g (ReJ) для као-
линовой суспензии, движущейся:
/ — в вентиле; 2 — в колене; 8 — в кон*
фузоре
влияние вязко-пластичных свойств гидросмесей привело к суще-
ствованию гиперболической зависимости g (Re*) при значениях
Re* 300, в то время как для ньютоновских сред эта область
определяется величиной Re 10.
Краткий анализ основных исследований местных сопротивле-
ний при движении вязко-пластичных дисперсных систем показы-
вает, что современная теория вязко-пластичного течения не дает
надлежащих решений, обусловливая необходимость проведения
многочисленных экспериментов в этой области. Это объясняется
тем, что механизм движения концентрированных гидросмесей
в местных сопротивлениях весьма сложен ввиду большого разно-
образия их конструкций. Тем не менее, накопленный материал
является полезным для практики расчета гидротранспортных
установок, так как для отдельных видов местных сопротивлений
имеются эмпирические зависимости. Поэтому применительно к за-
дачам расчета местных гидравлических сопротивлений необходимо
разработать общие основы на базе физически упрощенных пред-
ставлений о движении концентрированных гидросмесей и базисных
функциональных зависимостей между основными характеристи-
ками движения.
Глава IV. ОБОРУДОВАНИЕ ДЛЯ ТРУБОПРОВОДНОГО
ТРАНСПОРТА
Для перекачивания концентрированных гидросмесей по трубам
как в технологических комплексах, так и на внешних коммуника-
циях предприятий в качестве основного силового оборудования
используют насосы различных конструкций. Такие насосы имеют
уплотнители и детали, способные противостоять определенному
абразивному (или коррозионному) воздействию на них гидросмеси.
При перекачивании гидросмесей трубы и каналы рабочих колес
могут забиваться. Поэтому упорные подшипники рассчитывают
с учетом возникновения больших и изменяющихся по величине и
направлению осевых нагрузок. Опорные подшипники рассчиты-
вают на экстремальные нагрузки, а также с учетом износа деталей.
В объемных (поршневых) насосах с учетом работы на гидро-
смесях предусматривают клапанные коробки, всасывающие нако-
нечники, запорную арматуру и другие элементы транспортной
системы. Пневматические нагнетатели, а также корпуса насосов
должны рассчитываться на повышенные давления.
1. ЦЕНТРОБЕЖНЫЕ НАСОСЫ
Современные центробежные насосы для гидросмесей изготов-
ляют одноступенчатыми (консольные насосы), а для перемещения
малоабразивных (в основном мелких классов) материалов — с не-
сколькими (обычно двумя) ступенями. Двухступенчатые насосы
выполняют спирального типа — с горизонтальным или вертикаль-
ным разъемом корпуса.
В настоящее время заметно стремление к созданию многосту-
пенчатых насосов для малоабразивных гидросмесей. Выпускаемые
серийно насосы ограничены напором на одно колесо примерно
75—80 н/см1 2 (75—80 м вод. ст.). Осваивают насосы с напором
на ступень до 175 н!см2 (175 ж вод. ст) при коэффициенте быстро-
ходности л, = 70 (в новых углесосах). Подробные данные о центро-
бежных насосах различных конструкций, приспособленных для
перемещения угольных, рудных и других гидросмесей, содержа-
щих в основном грубые классы горных пород, имеются в литера-
туре [30]. Ниже приведем основные сведения о насосах, выпускае-
мых для перекачивания концентрированных гидросмесей.
Центробежные насосы являются основным видом силового обо-
рудования, применяемого в системах трубопроводного транспорта.
119
Их основное преимущество — обеспечивать пракадческй любой
расход. Они компактны, имеют сравнительно небольшую массу..
Для перекачивания гидросмесей с диспергированными твер-
дыми материалами, помимо специализированных конструкций на-
сосов (для угольной и горнорудной промышленности [30]), приме-
няют насосы марок НФ, ГР и др. Этими машинами (в унифициро-
ванном исполнении) заменили различные типы насосов для гидро-
смесей (землесосов и др.) марок НЗ, ЗГМ и др. В табл. 7 приведены
технические характеристики насосов, применяемых для транспор-
тирования концентрированных гидросмесей.
Фекальные насосы предназначены для перекачивания осадков
сточных вод, волокнистых суспензий, различных шламов и т. д.
Фекальные насосы с размером входного патрубка более 400 мм
изготовляют по индивидуальным заказам.
Рассматриваемые насосы выпускают одноступенчатыми, кон-
сольными с горизонтально и вертикально расположенным валом.
Для уменьшения возможности забивки насосов крупными включе-
ниями сточных вод проточные каналы колес и отводов делают
большого сечения. У новых марок фекальных насосов рабочие
колеса выполнены с широкими меридиональными сечениями и ма-
лым числом лопаток; у насосов с коэффициентом быстроходности
п; = 60 две длинные лопатки, у насосов с л, = 90 и 120 — три
лопатки цилиндрической формы. Отводы насосов новых марок —
полуспиральной формы.
На рабочее колесо 3 фекального насоса действуют значительные
радиальные силы, поэтому передней опорой его является роли-
ковый подшипник 8 (рис. 51), воспринимающий радиальную на-
грузку. Задней опорой служит шариковый подшипник 9, на кото-
рый воздействуют радиальные и осевые нагрузки. Подшипники
установлены в чугунной станине 1 (кронштейне) — опоре насоса.
Подшипники крепят на валу гайками, которые фиксируются сто-
порными шайбами.
120
Марка насоса	Расход в ж’/а	Напор в н/см*	Число оборотов в минуту	Мощность электро- двигателя в кет	Диаметр патрубков в мм		Габаритные размеры агрегата в мм			Масса агрегата в кг	Завод-изготови- тель
					всасы- вающего	напор- ного	длина	шири- на	высота		
				Фекальные насосы							
2НФВм	54,0	20,0	1450	7,5	75	50	605	650	2095	320	Рыбинский на* сосный
4ФВ-9	80,5	18,0	1450	10,0	100	80	2313	780	780	355	То же
4ФВ-5м	125,0	60,0	1450	40,0	105	75	1150	1150	3135	1075	»
5Ф-6	/44,0	46,0	1450	40,0	125	80	2117	510	750	858	в
5МВ-4Х2м	80,0	100,0	1450	55,0	175	80	3168	1385	1000	1855	в
5Ф-12	144,0	10,5	965	10,0	125	125	1909	600	770	568	в
6НФ	360,0	23,0	960	40,5	150	150	2185	820	955	1110	в
							2255	820	956	1215	в
8Ф-5	395,0	100,0	1470	250,0	200	125	3270	1150	1315	2624	в
8ф-12	450,0	22,5	985	75,0	200	175	2555	740	960	1375	в
10Ф-12	806,0	33,0	960	160,0	250	200	3175	1080	1380	2703	в
12Ф-Г-10	1080,0	35,0	735	200,0	300	300	3347	1877	1383	3705	Бобруйский ма* ' шиностроитель- . ный	‘
16ФВ-18	2700,0	265,0	740	320,0	700	500	4035	2720	1570	3900	Уралгидромаш
Продолжение табл. 7
Марка насоса	Расход в м*/ч г	Напор в н/см*	Число оборотов в минуту	Мощность электро- двигателя в кет	Диаметр патрубков в лсм		Габаритные размеры агрегата в мм			Масса агрегата в кг	Завод-изготови- тель
					всасы- вающего	напор- ного	длина	шири- на	высота		
24ФВ-12	4000,0	28,0	360	520,0	800	600	4320	3254	2555	—	У рал гидромаш по спецзаказу
26ФВ-22	7200,0	29,0	485	820,0	1200	800	5205	4170	2525	8 750	То же
ЗОФВ-17	7200,0	44,0	500	1815,0	1200	635	7025	3600	2824	10 330	в
				Грунтовые насосы							
ЗГр-8	50,0	16,0	1450	10,0	80	72	1315	435	605	345	Бобруйский ма- шиностроитель* ный
ЗГрК-8	50,0	16,0	1450	10,0	80	72	1455	500	620	361	в
ЗГрТ-8	50,0	16,0	1450	10,0	80	72	1455	500	620	381	в
5Гр2-8	150,0	35,0	1450	40,0	125	100	1858	856	848	850	в
5ГрК-8	150,0	35,0	1450	40,0	125	100	1995	737	770	1 087	»
8ГрТ-8	400,0	38.0	985	125,0	•200	150	2925	1045	1215	2 685	»
8ГрК-8	400,0	38,0	985	125,0	200	150	2925	1045	1215	2 685	в
10ГруЛ-8	740,0	38,0	735	160,0	250	200	3233	1216	1410	4 205	в
12ГрТ-8	1330,0	58,0	730	500,0	300	300	3895	1570	1830	7 972	в
16ГруЛ-8	2140,0	58,0	587	630,0	400	350	5105	1833	1959	14 170	в
Марка насоса	Расход в м^/ч	Напор в н/см*	Число оборотов в минуту	Мощность электро- двигателя в кат	Диаметр патрубков в мм		Габаритные размеры агрегата в мм			Масса агрегата в кг	Завод-изготови- тель
					всасы- вающего	напор- ного	длина	шири- на	высота		
20ГрТ-8	4000,0	66,0	490	1600,0	500	450	8310	2410	2365	3290	Бобруйский ма- шиностроитель- ный
28ГрТ-8	7000,0	71,0	375	3200,0	700	570	6445	3000	3825	52 375	Уралгидромаш по спецзаказу
				Насосы для бумажных масс /							
5БМ-7	39,6	15,7	1450	5,5	125	50	1303	520	675	268	Бобруйский ма- шиностроитель- ный
6БМ-7	67,0	22,3	1450	10,0	150	70	1428	520	690	331	То же
8БМ-7	76,5	14,5	980	7,5	200	70	1636	730	945	618	>
7ФМ-8	120,0	36,0	1460	28,0	175	148	1827	747	777	855	>
10БМ-7	129,0	20,4	980	17,0	250	80	1770	720	985	777	»
10БМ-14	191,0	11,1	980	17,0	250	1725	1760	930	955	755	>
12БМ-7	219,0	29,1	980	40,0	300	100	1528	865	1445	1650	»
12БМ-14	324,0	15,8	980	30,0	300	150	2265	885	1210	1541	>
10ФМ-16	360,0	25,0	1470	75,0	250	250	2363	803	1037	1336	»
Продолжение табл. 7
jg
Марка насоса	Расход в м*/ч	Напор в н/см*	Число оборотов в минуту	Мощность электро- двигателя в кет	Диаметр патрубков в мм		Габаритные размеры агрегата в мм			Масса агрегата в кг	Завод-изготови- тель 1
					всасы- вающего	напор- ного	длина	шири- на	высота		
14БМ-14	540,0	22,2	980	75,0	350	175	2640	755	1360	2172	Бобруйский ма- шиностроитель- ный
24БМ-20	1550,0	17,8	730	160,0 Пескове	600 нхимическ	500 ие насосы	3265	1095	1260	4064	То же
ЗПХ-4-1-11	28,0	37,0	1500	17,0	160	160	1630	832	835	1080	Китайский на- сосный
ЗПХ-4Л-1-11	28,0— 55,0	37,0— 35,0	1460	17,0	80	80	1650	832	835	1022	Свердловский на- сосный
4ПХ-4Р-М1	30,0	30.0	1150	17,0	100	70	930	815	715	725	Катайский на- сосный
4ПХ-9Л-3-11	31,0	24,0	1440	10,0	100	80	1520	486	614	602	Свердловский на- сосный (
4ПХ-5Р-1-11	45,0	30,0	1450	17,0	100	70	1560	760	755	714	Катайский на- сосный
8ХА-10Р-1-11	300,0— 400,0	45,0— 50.0	1470	125,0	200	150	2660	1000	1075	2700	То же
Марка насоса	Расход в ж’/ч	Напор в н/см*	Число оборотов в миниту	Мощность электро- двигателя в кет	Диаметр патрубков в мм		Габаритные размеры агрегата в мм			Масса агрегата в кг	Завод-изготови- тель
					всасы- вающего	напор- ного	длина	шири- на	высота		
				Шламовые		насосы					
ШН-150	150,0	30,0	1450	28,0	125	125	1805	640	650	547	Ясногорский ма- шиностроитель- ный
ВШЙ-150	150,0	30,0	1450	28,0	125	125	620	860	1760	652	То же
5МШ-1	150,0	33,0	1450	55,0	125	100	2780	832	720	1 115	в
6ФШ-7а	200,0	60,0	1470	125,0	150	125	2488	960	978	1 755	Бобруйский ма- шиностроитель- ный
8МШ-86	288,0	23,0	740	75,0	200	150	1610	860	1020	2 755	Ясногорский ма- шинострои- тельный
8МШ-8	360,0	36,0	985	160,0	200	150	1610	860	1020	2 756	То же
10ШЦ-5АХ2	500,0	250,0	1490	1100,0	250	200	5466	2000	1650	13 200	Бобруйский ма- шиностроитель- ный
10ШЦ-5А	500,0	125,0	1480	630,0	250	200	3805	1712	1585	7 500	То же
Рабочее колесо фиксируется на валу 2 на резьбе, а также стопо-
рится специальным болтом 5. С напорной стороны вал уплотняется
сальником 6. Для облегчения набивки крышка сальника выполнена
разъемной. Вал насоса в месте расположения уплотнения защищен
от износа втулкой 7. При работе на гидросмесях с абразивными
включениями (шлаке, золе, глиноземе) вода к'сальнику может по-
даваться через специальное отверстие в корпусе. На всасывающей
стороне -насоса расположена кольцевая уплотнительная щель, об-
разованная поверхностями защитных втулок колеса и крышки.
Размер зазора в уплотнениях всех насосов равен не менее поло-
вины стрелы прогиба вала.
Напорный патрубок насоса направлен вертикально вверх, но
может быть повернут вправо или влево на 90°. Осмотр и очистка
проточных каналов производится через специальный люк. Для вы-
пуска воздуха при заполнении насоса гидросмесью на корпусе
установлены две пробки. К крышке люка крепится всасывающий
патрубок 4, который, как и корпус, снабжен люком. На всасываю-
щем патрубке имеется монтажная муфта, через которую осущест-
вляется демонтах и осмотр колеса.
Основные отличия конструкции крупных насосов (таких как
16ФВ-18 и др.) следующие: подшипниковые опоры расположены
в специальном корпусе со стойкой, который со стороны привода
крепится к фундаментной плите. Дополнительной опорой ротора
является роликовый подшипник. Другая опора ротора представ-
ляет собой радиальный и радиально-упорный подшипники; первый
воспринимает радиальную и осевую нагрузки, второй — осевую.
В новых конструкциях фекальных насосов увеличена проч-
ность вала, введена резьбовая посадка колеса на вал, в месте рас-
положения сальникового уплотнения вал защищен втулкой, по-
садка подшипников в кронштейне осуществляется через стакан.
Эти конструктивные усовершенствования значительно повышают
Долговечность насосов.
< Одноступенчатые грунтовые насосы (под маркой ГР и ГРУ,
табл. 7) для гидротранспорта различных горных пород (грунта,
угля, шлака, руды) выпускает Бобруйский машиностроительный
завод им. В. И. Ленина и некоторые другие заводы. При усовершен-
ствовании конструкций использовались рекомендации ВИГМа
и других организаций.
С 1965 г. введен ГОСТ 9075—63 на насосы марок ГР и ГРУ
с подачей 7—16 000 м9/ч и напором 8—80 н/см9. Насосы ГРУ отли-
чаются от насосов ГР более широкими проходными сечениями.
По сравнению с ранее выпускаемыми насосами типа ГР и ГРУ они
имеют ряд преимуществ: повышенную всасывающую способность,
повышенный к. п. д., более равномерный и меньший износ проточ-
ных каналов, крутые рабочие характеристики при незначительном
изменении к. п. д.
Насосы ГР и ГРУ выпускаются одноконсольными с осевым под-
водом гидросмеси. Предусмотрено горизонтальное и вертикальное
126
расположение вала у всех насосов. Насосы могут иметь легкое
однокорпусное исполнение и тяжелое двухкорпусное с защитной
футеровкой из износостойких материалов.
Детали проточной части насосов типа ГР изготовляют из изно-
состойкого высокохромистого чугуна с содержанием 28% Сг и
2% Ni (или с добавками молибдена, титана и хрома). Оба сплава
отличаются хорошими механическими и высокими износостойкими
качествами только при определенной термической обработке. Срок
службы рабочих колес и отводов из высокохромистых чугунов
в несколько раз выше, чем деталей., из серого чугуна СЧ 15-32.
Крупные насосы ГР и ГРУ изготовляют из стальных сплавов с вы-
сокой ударной вязкостью. Колеса и отводы насосов выполняют из
сталей 35Л и 55Л, износостойкость которых выше, чем у чугуна,
в 2,5 раза.	/
Чтобы повысить стойкость гидррабразивному износу деталей,
в проточной части насосов применяют гуммирование. Для этой
цели во ВНИИГидромаше, на Лениногорском полиметалличе-
ском комбинате и на некоторый заводах исследовалась износо-
стойкость многих сортов резин/Наилучшие результаты по гидро-
абразивной стойкости оказались у резин, выполненных на основе
натурального каучука, усиленной 40 частями (по массе) газовой
канальной сажи. Износостойкость такой резины значительно выше,
чем у применявшихся ранее марок резин. Гуммирование рабочих
деталей насосов такой резиной повышает их срок службы в не-
сколько раз по сравнению с деталями из серого чугуна.
В последние годы проводятся работы по созданию насосов,
проточный тракт которых футерован абразивным материалом на
бакелитовой смоле. В качестве абразивного материала применяется
электрокорунд с зерном различной крупности. Промышленные ис-
пытания насосов показали, что износостойкость такого покрытия
не уступает высокохромистому чугуну. Однако такая футеровка
колес закрытого типа отрицательно сказывается на гидравлических
качествах насоса.
В грунтовых насосах циркуляция абразивной гидросмеси из
напорной во всасывающую полость приводит к интенсивному из-
носу уплотнений и прилегающих деталей, снижению к. п. д. и
производительности в результате увеличения утечек, а также к зна-
чительному возрастанию осевой силы. Существует два способа
борьбы с износом уплотняющих поверхностей: применение уплот-
няющих поверхностей с большой сопротивляемостью износу и по-
дача промывочной воды с целью предохранения деталей уплотне-
ния от контакта с твердыми частицами. Наиболее перспективен
первый способ, который усиленно разрабатывается.
Бобруйский машиностроительный завод серийно выпускает
насосы для бумажных масс {массные насосы), используемые в цел-
люлозно-бумажной промышленности для транспортирования во-
локнистых суспензий. Разработаны насосы с расходом от 6 до
400 л/сек и напором от 8 до 70 н!см2. Следует помнить, что рабочие
127
Рис. 52. Массный насос 8БМ-7
Характеристики Q—Н массных насосов получен» для воды, и по-
этому при перекачивании волокнистых суспензий рабочие харак-
теристики будут другими в зависимости от концентрации перека-
чиваемой суспензии, подпора, вида бумажной смеси и т. д. В мате-
риалах к ГОСТу 11377—65 на массные насосы приведены ориенти-
ровочные данные по влиянию концентрации массы на характери-
стики насоса. Из-за специфичных свойств целлюлозных и других
масс максимальное число обо-
ротов насоса принято равным
1450 в минуту.
На рис. 52 показан массный
насос 8БМ-7 горизонтальный,
консольный с непосредственным
приводом от электродвигателя.
Конструкции других массных
насосов с горизонтальным разъе-
мом аналогичны конструкции
насоса 8БМ-7. Отличительной
чертой массных насосов является
(рис. 52) применение однока-
нальных рабочих колес 1 откры-
того типа. Это обусловлено
потребностью в относительно
больших проходных сечениях,
что очень важно для движения
массы. Кроме 'того, колеса с од-
ной спиральной лопаткой мень-
ше подвергаются разбаланси-
ровке при перекачивании волок-
нистых суспензий. Каналы рабочего колеса меньше засоряются
твердыми включениями (в основном непроваренными сучками дре-
весины) и легко очищаются.
При перекачивании бумажной массы повышенной концентра-
ции объемный к. п. д. этого насоса примерно равен объемному
к. п. д. насоса с закрытым колесом, что объясняется отсутствием
перетоков с напорной на всасывающую сторону лопатки при повы-
шении концентрации массы. Всасывающий патрубок 4 массного
насоса — осевой, симметричный довольно сильно поджимает по-
ток массы при входе его в колесо. Отвод 3 насоса — кольцевой,
площадь его поперечного сечения постоянная.
Всасывающий патрубок массных насосов не имеет разъема,
наличие которого в проточном тракте резко увеличивает сопротив-
ление движению массы, усложняет технологию изготовления и
повышает стоимость насосов. Для очистки каналов колеса и отвода
используется люк, расположенный на всасывающем патрубке и
отводе. Во всех конструкциях массного насоса применяется мягкое
сальниковое уплотнение. Вал насоса под сальником защищен
от износа сменной втулкой. В сальник предусмотрена подача воды,
128
однако опыт эксплуатации насосов показал, что если масса не
содержит большого количества песка, то воду в сальник подавать
не следует.
Опорой ротора насоса служит кронштейн 2 с горизонтальным
разъемом. Передней опорой ротора (со стороны насоса) является
роликовый подшипник, воспринимающий радиальную нагрузку,
задней опорой — радиально-упорный шарикоподшипник для вос-
приятия осевых нагрузок. Подшипники защищены от внешней
среды крышками и отбойниками.
С 1967 г. введен ГОСТ 8388—64 на песковые насосы, используе-
мые для перекачивания продуктов флотации руд, отходов произ-
водства и др. Насосы изготовляют с горизонтально и вертикально
расположенным валом. Насосы с горизонтально расположенным
валом выполняются с боковым подводом гидросмеси и сальни-
ковым либо дисковым уплотнением вала. Насосы с вертикаль-
ным валом выпускают C/осевым подводом гидросмеси и без уплот-
нения вала.	/
Для повышения долговечности быстроизнашивающихся деталей
проточной части песцовых насосов проточную часть их изготовляют
из высокохромис^бго чугуна или футеруют (гуммируют) резиной
5262. Имеется промышленный образец насоса ЗПс-9, корпус и ра-
бочее колесо которого футерованы корундом. На предприятиях
Урала удалось увеличить срок службы насоса 8ПН с более совер-
шенной проточной частью и новыми уплотнениями на35%, к. п. д.
на 10%, а расход энергии уменьшить на 30%.
Для гидравлического транспортирования агрессивных суспен-
зий с содержанием твердой фазы до 60% по массе, полученных на
основе различных кислот (серной, соляной), применяют песково-
химические (ПХ) насосы, изготовляемые по ГОСТу 8388—64
(табл. 7). На рис. 53 показан продольный разрез горизонтального
гуммированного насоса 4ПХ-4Р, выполненного с осевым подводом
гидросмеси. Конструкция насоса предусматривает установку дви-
гателя под насосом. Вращение передается текстропной передачей
через шкив /. Такая компоновка насоса удобна для химического
производства.
Опорой насоса служит станина 2 (кронштейн) с укрепленными
в ней подшипниковыми узлами ротора. Вал уплотняется мягким
сальником, в который через специальный штуцер можно подавать
чистую жидкость. Внутренние поверхности всасывающей крышки 3
корпуса и рабочего колеса 4, а также корпус сальника и гайка
футерованы резиной 5 толщиной не менее 8 мм. Форма рабочего
колеса полуоткрытая, что значительно облегчает его изготовление.
Лопатки имеют утолщенную облицовку.
За рубежом получил распространение насос с наклонным диском,
используемый, в основном, для перекачивания неразмолотых во-
локнистых суспензий с тряпьем, макулатурой и пр. Отличительной
чертой насоса является совмещение в одном агрегате функций
насоса и аппарата-измельчителя, что способствует сокращению
9 А Е Смолдырев	129
технологических операций, уменьшению потреблений энергии,
материала и производственных площадей.
Насос (рис. 54) представляет собой гладкий цилиндрический
корпус 1, в котором установлена втулка 3 с нанесенными на ее вну-
тренней поверхности концентрическими пазами треугольного про-
филя с равным шагом в осевом направлении. Внутри корпуса и
втулки вместе с валом вращается рабочее колесо — наклонный
диск 2, снабженный зубьями, форма и размеры которых соответ-
Рис. 53. Гуммированный песково-химический насос 4ПХ-4Р
ствуют пазам'втулки. Гидросмесь поступает через всасывающий
патрубок насоса, откуда вращающимся наклонным диском выбра-
сывается' в напорный патрубок, расположенный тангенциально
к внутренней цилиндрической поверхности корпуса (втулки).
Зубья диска при вращении двигаются в концентрических пазах
втулки, обеспечивая измельчение перекачиваемого материала.
Исследования такого насоса показали, что его конструктивная
схема перспектива и для других концентрированных смесей с во-
локнистыми, и другими неабразивными материалами. Особенностью
насоса является простота конструкции, отсутствие фасонного
литья корпуса и рабочего колеса и соответственно меньшая стои-
мость по сравнению со стоимостью других центробежных насосов.
Однако гидравлические качества таких насосов хуже, чем у обыч-
ных, и, следовательно, к. п. д. ниже.
За рубежом (в США, ФРГ, Голландии и др.) серийно выпу-
скаются различные конструктивные модификации насоса с наклон-
130
осевых нагрузок.
Рис. 54. Схема насоса с на-
клонным диском-ротором
ным диском. По требованию заказчика насосы могут быть горизон-
тального и вертикального исполнения. При необходимости насосы
снабжаются рубашкой для обогрева. Насосы выполняются ском-
плектованными на одном валу с двигателем (моноблочная конструк-
ция) и собственно насосами когда насос и двигатель разделены.
Каждая из конструкций изготовляется в двух модификациях.
Рекомендации по применению центробежных насосов. При экс-
плуатации насосов для гидросмеси всасывающие трубы и каналы
рабочих колес могут забиваться. В связи с этим упорные подшип-
ники следует рассчитывать с учетом возможности кавитации и воз-
никновения значительных и изменяющи
равномерный износ рабочих колес угле-
сосов приводит к разбалансированию
агрегата, что резко увеличивает нагруз-
ки на подшипники. Этому способствует
и частичная забивка каналов колеса.
Поэтому при расчетах и выборе опорных
подшипников необходимо учитывать
экстремальные нагрузки, адакЯсе износ.
Станину и раму—наебсов для гид-
росмеси выполняют более жесткими,
чем у обычных насосов. В насосах для
гидросмесей вследствие переменных на-
грузок и дебаланса возникает прогиб
вала до 0,2 мм, а иногда и более, что
вызывает увеличение утечек через уплот-
нения.
Весьма важным фактором в эксплуатации насосов для гидро-
смесей (особенно угля и других сравнительно хрупких материа-
лов) является частота вращения рабочего колеса. При увеличении
частоты вращения от 790 до 1450 об/мин возрастает степень из-
мельчения твердых частиц, и, как следствие, увеличивается износ
рабочих деталей насосов. Поэтому для транспортирования угля,
сланцев и других малоабразивных материалов в виде мелких клас-
сов частоту вращения рабочих колес машин следует ограничивать
740—920 об/мин. Повышать частоту вращения следует лишь при
перемещении материалов, представленных в основном тонкими
(для абразивных материалов) классами.
Как известно, эксплуатационные качества насосов в значи-
тельной степени определяются работой уплотнений. Через щели
происходит утечка жидкости, увеличивается износ сопрягающихся
деталей. Наиболее целесообразны регулируемые типы уплотнений,
в том числе с применением самоподвижных эластичных элементов
из резины, а также искусственных антифрикционных материалов
в сочетании с износостойкими сплавами. У некоторых насосов пре-
дусмотрена возможность вручную регулировать торцовые уплот-
нения, выполненные в комбинации с осевыми уплотнениями. В от-
личие от уплотнений ранее выпускавшихся насосов 5ШНВ и
9*	131
8ШНВ с отжимными и поджимными болтами конструкция крепле-
ния уплотнений упрощена и более надежна.
В насосах для гидросмесей применяют сальниковую набивку
(по ГОСТ 6904—54): плетевую хлопчатобумажную, пропитанную
(ХБП); плетеную пеньковую, пропитанную (ПП) и прорезиненную
льняную скатанную (ПЛ). Эти сальниковые кольцевые уплотне-
ния снижают эксплуатационные качества машин. Срок службы
сальниковой набивки весьма мал (ее заменяют почти ежедневно).
Замена сальниковой набивки трудоемка.
Иногде вместо сальникового уплотнения используют эластич-
ное уплотнение. Во время'работы резиновое кольцо зажимается
между корпусом насоса и прижимным кольцом с помощью быстро-
разъемного хомута. Торцом внутренней кромки оно прижимается
силами давления к внешнему упорному кольцу, что препятствует
утечке жидкости из насоса. Упорное кольцо запрессовано на тело
уплотнительной турбинки и вращается вместе с валом насоса. Та-
кая конструкция системы уплотнения способствует разгрузке
осевой силы.
Для замены резинового кольца без разборки машины оно в од-
ном месте разрезано по радиусу. На замену его уходит не более
30 мин. Для увеличения срока службы резинового и упорного
колец к уплотнению и в полость между бронедиском и крышкой
подается вода. Эта же вода частично используется для охлаждения
подшипников. Расход чистой воды составляет 2—3 ма/ч. Вода по-
дается под давлением 2—5 н!см2 (0,2—0,5 ат), превышающем дав-
ление в полости между бронедиском и крышкой. От воды, проте-
кающей через эластичное уплотнение, подшипники защищены ла-
биринтным уплотнением, образованным турбинкой, крышкой под-
шипникового стакана и манжетой. Весьма перспективно приме-
нение совмещенных подшипников (с уплотнениями) из резины и
других искусственных материалов.
Рассчитывают и конструируют подшипниковые узлы по осевым
и радиальным усилиям с учетом переменных режимов работы насо-
сов, возникающих при износе рабочего колеса (т. е. дебаланса).
Важнейшее требование, предъявляемое при конструировании уз-
лов подшипников качения, состоит в тщательной защите их от
попадания воды и абразивных частиц. Надежность уплотнения воз-
растает, если дополнительно в лабиринтовой крышке подшипника
установить резиновые самоуплотняющиеся манжеты типа УМА.
В насосах осевые нагрузки воспринимаются радиально-упор-
ными подшипниками. При работе подшипников качения выделяется
большое количество тепла. Для его отвода предусмотрены камеры
в корпусах углесосов или в узлах подшипников, через которые
пропускается вода. Подшипники наружными кольцами устанавли-
вают в корпусе по скользящей посадке во избежание больших вну-
тренних напряжений. Более надежным является охлаждение с ис-
пользованием жидкостной смазки. В этом случае можно применить
плотную посадку наружных колец подшипников.
132
Посадку подшипников на вал в корпус выполняют по ГОСТу
3325—61. Посадочные места на валах должны быть отшлифованы.
При установке радиально-упорных подшипников ВНИИгидро-
уголь рекомендует регулировать осевой зазор парного комплекта
на величину 0,03—-0,18 мм (в зависимости от размеров подшипни-
ков и возможного влияния тепловых удлинений вала).
Для подшипников, работающих при больших нагрузках, жела-
тельно применять масла и смазки повышенной вязкости и хорошей
поверхностной активности. При работе на консистентной смазке
в корпус подшипника следует закладывать такое количество
смазки, которое заполняло бы около 35—50% свободного простран-
ства корпуса.
2. ОБЪЕМНЫЕ НАСОСЫ
Высоконапорные поршневые насосы для гидротранспорта про-
должают совершенствоваться. Вместо насоса У8-3 Уралмашзавод
выпускает насос типа У8-4, который при числе двойных ходов 65
развивает давление 2OQU~AlCM* при расходе 16,3 л/сек и давление
900 н!см* при расходе 35,3 л/сек\ по аналогии с насосом типа У8-3
можно получить расход 50 л!сек (180 ж3/ч) и давление около
600 н!сма. Мощность электродвигателя 412,5 кет.
Выпускаются насосы типа Б14/200 и 12Гр мощностью соответ-
ственно 215 и 322 кет, рассчитанные на давление до 2000 н1см*
и максимальный расход до 15 л!сек при давлении 900 н!смг. Урал-
машзавод освоил производство насосов У8-6 и У8-7 мощностью
соответственно 640 и 750 кет. Количество типоразмеров в ближай-
шее время увеличится (табл. 8).
Таблица 8
Техническая характеристика поршневых насосов
	Типоразмер насоса						
Параметр	Б7/200	Б10/200	Б12/200	Б15/200	Б15/250	Б19/320	524/320
					Б19/200		
Максимальное давление нагнетания в н!см*	2000	2000	2000	2000	2500	3200	3200
					2000		
Наибольший расход в л!сек 	 Рмхщ при максималь- ном давлении в л/сек	20 7,5	30 9,5	40 12,0	40 15,0	50 15 19	50 19,0	50 23,5
Максимальная мощность на валу в кет . . . К. п. д. в %	187,5 0,8— 0,85	240 0,8— 0,85	300 0,8— 0,85	375 0,8— 0,85	473 0,8— 0,85	750 0,8— 0,85	938 0,08— 0,85
Примечания. Расход указан при коэффициенте заполнения 0,9 и 30° С,
высота всасывания — для гидросмеси плотностью 1200 кг/м*. Подача регули-
руется изменением (сменой) цилиндровых втулок или числа двойных ходов.
133
Принята унифицированная система сменных ‘'деталей мини-
мально необходимой номенклатуры. Ленинградский завод резино-
технических изделий освоил производство синтетической резины
для насосов. Для изготовления клапанов применяется хромонике-
левая сталь с термической обработкой, для* штоков—хромирова-
ние и полирование поверхностей. Цилиндрические втулки обраба-
тывают с большой точностью и чистотой. Для уплотнений приме-
няют лучшие сорта резины.
Большое распространение в современном строительстве полу-
чили поршневые бетононасосы периодического действия с механиче-
скими и гидравлическими приводами. Бетононасосы с механиче-
ским приводом совершают 45—50 двойных ходов поршня в минуту,
причем за каждый двойной ход в трубопровод вытесняется 5—25 л
смеси. Насосы имеют 1—2 цилиндра, диаметр трубопроводов 150—
280 мм; дальность подачи по горизонтали достигает 250 м, по вер-
тикали 30 м, максимальный размер 'заполнителя в бетонной смеси
70 jkjk.
В результате возвратно-поступательного движения поршня
бетонная смесь перемещается по трубопроводу в неустановившемся
режиме и требует значительной затраты энергии. Насосы этого
типа имеют сложный передаточный механизм от двигателя к рабо-
чему органу; для разделения напорной и безнапорной частей пото-
ков служат клапаны. Недостатком насосов является невозможность
реверсировать направление движения материала в трубопроводе.
Характеристика отечественных поршневых насосов приведена
в табл. 9.
Таблица 9
Техническая характеристика поршневых насосов
Показатель	С-284А	С-252А	С-296	УБС-5В
Производительность в м3/ч . . . Количество цилиндров	 Диаметр цилиндра и бетоновода в мм		 Мощность электродвигателя в кет: главного привода	 привода мешалки	 Габаритные размеры в мм\ длина 	 ширина	 высота 	 Масса бетононасоса в кг .... Емкость приемного бункера в м3 Дальность подачи в м: по горизонтали 		 по вертикали	 Принцип действия	 Рабочее давление на поршни в ат ,	40 1 280 40 4,5 5940 2040 8175 11929 2,8 250 30 Me 30 j	20 1 200 3990 1893 2966 6125 300 40 панически 1 30 1	10 1 150 14 2,8 2500- 1350 1950 2700 0,45 200 15 й |	30	5 1 150 11 2650 830 1000 985 0,3 100 10 Гидравли- ческий 14
134
В последние годы за рубежом значительное распределение По-
лучили поршневые бетононасосы с гидроприводом. Их выпускают
фирмы «Торкрет» и «Швинг» (ФРГ), «Устман» (США) и др. В СССР
серийно изготовляет бетононасосы с гидроприводом типа УБС-5В
Московский завод строительных машин.
Основные преимущества поршневых насосов с гидроприводом
перед насосами с механическим приводом — в значительных на-
грузках на узлы и детали насоса и бетоновода и гарантированном
максимальном давлении, превышение которого исключается.
Рис. 55. Схема бетононасоса с жесткой связью поршней:
_	а — всасывание, б — нагнетание
Поршневые бетононасосы с гидроприводом имеют меньшие габа-
ритные размеры и обеспечивают равномерную подачу смеси по
трубам.
По конструкции эти бетононасосы разделяются на насосы с же-
сткой связью поршней (рис. 55) и свободной связью (плавающим
поршнем).
Бетононасос состоит из приводного 1 и транспортного 2 цилин-
дров, соединенных в один блок, приемного бункера 3, плоского
шиберного затвора 4, баков для воды и масла, распределительной
клапанной коробки, гидронасоса, привода. В качестве привода
может быть использован электродвигатель или двигатель внутрен-
него сгорания. Поршни соединены между собой штоком. Обору-
дование смонтировано на общей раме.
Производительность гидронасоса регулируется вручную спе-
циальным штурвалом или с помощью серводвигателя. Изменением
производительности гидронасоса регулируют скорость движения
поршней и соответственно производительность бетононасоса. Ши-
берный затвор приводится в действие от гидросистемы. Поршень
и шиберный затвор перемещаются синхронно. Рабочая жидкость
(масло) от гидронасоса одновременно подается на всасывание
поршня и закрытие бетоновода шиберным затвором. Поршень,
дойдя до крайнего положения, сообщает сигнал на изменение на-
правления движения масла, после чего поршень начинает обратное
135
Движение и выдавливает смесь в трубу, а шиберный затвор пере-
крывает приемный бункер. Камеру, расположенную между приво-
дом и транспортным цилиндром, используют для промывки по-
следнего. Кроме, того, через нее производится сборка и разборка
поршня и замена его манжет.
Основные особенности насосов с гидроприводом — получение
в процессе работы периодически установившегося движения,
уменьшение числа ходов поршня в результате увеличения его
длины. Насосы с жесткой связью имеют 8—10 двойных ходов в ми-
нуту и длину хода поршня до 1500 мм, у насосов со свободно пла-
вающим поршнем всего 4—6 ходов поршня в минуту и длина хода
поршня до 3000 мм, что позволяет за один ход поршня вытеснить
в трубопровод до 100 л смеси.
Простота устройства, возможность создавать однотипные кон-
струкции в широком диапазоне производительности и напоров
делают насосы с гидроприводом более совершенными, чем насосы
с механическим приводом. Бетононасосы со свободно плавающим
поршнем применяют реже. Из-за недостаточности запаса усилий на
всасывающем ходе надежность таких насосов при транспортиро-
вании бетонной смеси с осадкой 4—5 см невысокая. Вследствие
возвратно-поступательных перемещений поршня бетононасосы
,с механическим приводом проталкивают бетонную смесь порциями
и вызывают неустановившийся режим движения. Вследствие этого
инерционные сопротивления в таких насосах достигает 30% сум-
марных сопротивлений. Хотя инерционные сопротивления в бето-
нонасосах с гидроприводом меньше и смесь в значительном объеме
движется в установившемся режиме, возвратно-поступательные
движения поршня также создают периодические движения порций
смеси. Рассматриваемые насосы не лишены и такого недостатка,
как большие ускорения (замедления) в начале и конце хода нагне-
тания, которые необходимы для продвижения значительного коли-
чества материала в трубопроводе, поэтому инерционные нагрузки
и в этом случае значительны.
За рубежом наибольшее распространение получили поршневые
бетононасосы с гидроприводом. Фирма «Торкрет» (ФРГ) смонти-
ровала бетононасос на шасси автомобиля. При производительности
15 ж’/ч такой насос обеспечивает подачу смеси на высоту до 80 м.
Два цилиндра бетононасоса могут передавать смесь в один бетоно-
вод или в два различных, возможно также отключение одного ци-
линдра и поочередное включение обоих. Производительность на-
соса от 0 до 15 м3/ч регулируется бесступенчато. Источником энер-
гии-служит двигатель автомобиля, от которого также приводятся
в действие насос для промывки бетоновода и побудитель прием-
ного бункера.
В некоторых бетононасосах с гидроприводом, например,
мод. 1-35 фирмы «Кэйз Макарр» (США) имеется автоматический
останов, срабатывающий в случае расслоения бетонной смеси при
осадке конуса свыше 18 см.
136
Для транспортирования по трубам торфяной смеси естествен-
ной влажности (92%) ВНИИТП разработал торфяной двухцилин-
дровый поршневой насос со свободно плавающими поршнями и
ротационный нагнетатель (насос с эксцентричным вытеснителем).
Шланговые насосы имеют преимущества перед^юршневыми насо-
сами периодического действия. При работе такого насоса гидро-
смесь не соприкасается с движущими частями насоса, реверсивная
работа насоса способствует очистке (что особенно важно при по-
даче строительных и бетонных смесей), установившееся движение
смеси значительно снижает гидравлические сопротивления. Кроме
Рис. 56. Схема шлангового насоса типа «Сквази-Крег»
того, шланговые насосы позволяют контролировать количество
поступающей в него смеси и дистанционно управлять насосом.
Шланговые насосы непрерывного действия выпускают фирмы
«Челендж» (США), «Вибау-Франс» (Франция), «Уингет» (Англия),
«Вибау Челендж» (ФРГ). Принцип действия их основывается на
том, что в насосной камере цилиндрической формы, представляю-
щей собой резиновый шланг (рис. 56), вращаются покрытые ре-
зиной ролики 1, обжимающие резиновый шланг 2 и выжимающие
гидросмесь в рабочий трубопровод. Одновременно создается ва-
куум для всасывания смеси из питателя 3, а также для ускорения
восстановления формы шланга.
Наибольшее распространение эти насосы нашли для транспор-
тирования бетонных смесей и строительных растворов. Насосная
установка может монтироваться на грузовом автомобиле, двухос-
ном прицепе, раме. Для предохранения роликов, имеющих амор-
тизирующее устройство, от поломок при попадании крупного за-
полнителя (размером 30 мм) вращение роликов осуществляют от
гидродвигателя с насосной станцией. Засасыванию смеси в шланге
способствует вращение лопастей смесителя, которые проталки-
вают смесь через патрубок в шланг.
Недостатком шланговых насосов является быстрый выход из
строя шлангов в результате абразивного износа и многочисленных
137
деформаций Шланг может работать 10—20 При «изкой стоимо-
сти шланга, незначительном времени на его замену и простоте
монтажных работ применение таких насосов довольно эффективно.
Винтовые насосы имеют специальный профиль нарезки винтов
и обеспечивают полное разобщение напорной и всасывающей ка-
мер. В зависимости от числа работающих винтов различают одно-,
двух-, трех- и многовинтовые насосы. Наибольшее распростране-
ние для перекачивания высококонцентрированных гидросмесей
получили одновинтовые насосы. Насосы этого типа реверсивные,
т. е. позволяют при образовании пробки в трубопроводе (особенно
при движении строительных и бетонных смесей) вращением винта
в обратную сторону уменьшить давление и ликвидировать затор.
Рис 57 Одновинтовой насос
Конструкция одновинтового насоса показана на рис. 57. Рабо-
чая часть его состоит из однозаходного винта 2, обоймы 1, кардан-
ного вала 3 и приводного вала 4. Каждая точка поперечного сече-
ния стального однозаходного винта представляет собой круг неко-
торого радиуса, причем центр этого круга лежит на винтовой
линии, ось которой является одновременно осью вращения винта,
т. е. центры всех сечений равноудалены от оси вращения на эксцен-
триситет е. Обойма состоит из стальной трубы, покрытой внутри
резиной. Внутренний профиль резины представляет собой двух-
заходную винтовую поверхность. Поперечное сечение обоймы
имеет форму овала.
Принцип работы одновинтового насоса заключается в следую-
щем. При вращении вала гидросмесь заполняет свободные герме1*
тически изолированные пространства между винтом и обоймой и
перемещается винтом вдоль его оси в камеру нагнетания. Зам-
кнутые полости определяют работу насоса как насоса объемного
типа, для которого характерно геометрическое отделение напорной
линии от линии, всасывания. Но если в других объемных насосах
(поршневых) такое отделение осуществляется специальными кла-
панами, то в рассматриваемых насосах отделение происходит бла-
гбдаря особенностям кинематики и геометрии рабочих органов
[37]. В табл. 10 приведены основные параметры некоторых кон-
струкций одновинтовых насосов, изготовленных в ВИГМе и
ЦНИИОМТП.
138
Техническая характеристика одновинтовых насосов
Таблица 10
Тип насоса	Расход в м*/сутки	Напор в н/см* (м вод. ст)	Число оборо- тов в минуту	u Мощность двигателя в кет
9» ВН-15		збо	60	1460	8,0
IB НМ-18-2 		432	80	1460	8,0
ВНЗ-5		120	30	1460	1.6
ВАН-4/30 		120	30	1420	2.8
ВАН-7		360	100	1460	10,0
ПН20Х80 ...	480	80	1460	8,0
ПН24Х200 		576	200	1460	28,0
Конструкции ЦНИИОМТП ....	48—255	80—100	1460	2,2
Насосами подобного типа можно перекачивать известково-пес-
чаные, цементные (с минимальной осадкой стандартного конуса
3 см), а также бетонные смеси (с крупностью заполнителя до 20 см)
при осадке конуса 8—18 см.
Из новых конструкций, выпускаемых за рубежом, можно отме-
тить несколько насосов для перекачивания целлюлозной массы
высокой концентрации. Компания «Сакай Сейсакусе» (Япония)
разработала конструкцию вихревых насосов. Однако даже со спе-
циальным питателем эти насосы могут подавать массу концентра-
цией только до 8%. Для массы сверхвысокой концентрации компа-
ния создала насос, работающий по принципу вытеснения. Эти на-
сосы имеют по два ротора с зубьями специальной формы. По кон-
струкции они напоминают шестеренчатые насосы (только с че-
тырьмя зубьями). К насосу масса подается питателем.
-Роторы насоса имеют четыре выреза и четыре зуба специальной
формы. Между роторами, а также между ними и корпусом при ра-
боте сохраняется зазор 0,4—0,7 мм. На роторах предусмотрены
и другие выступы, которые располагаются так, что при любом по-
ложении роторов обратный ход массы исключен. Для прочности
концы зубьев утолщены и со стороны вращения обрезаны под пря-
мым углом. Поэтому, если в массе попадаются камни, они измель-
чаются и насос не испытывает перегрузки. Зубья шевронного типа,
ширина и высота их уменьшается от середины к краям. Соответ-
ствующую форму имеют и вырезы, поэтому при вращении роторы
входят в зацепление сначала в средней части,' а затем все дальше
к краям. В результате облегчается измельчение массы, а также
создаются условия для прохождения массы по оси насоса, так как
возникают центробежные силы от краев ротора к центру.
Опыт применения таких насосов показал, что при подаче массы
высокой концентрации питание насоса неравномерное, что приво-
дит к образованию ударных нагрузок на валы и ротор (поэтому они
выполнены из высокопрочной- стали). Муфта, соединяющая насос
с редуктором, предохраняет от перегрузок. Она имеет контроль-
ный штифт, выдерживающий нагрузку на 10% выше номинальной.
139
При концентрации целлюлозной массы до 8%, а также когда масса
подается прямо в насос, можно работать без питателя. При кон-
центрации массы 10% и выше последняя теряет свойства текучести,
поэтому для подачи ее в насос необходим питатель (наиболее эффек-
тивны винтовые питатели).
Насосы типа Рота фирмы «Спэйшим» (Франция) предназначены
для перекачивания различных высоковязких масс: клея, смолы,
асфальта, патоки и целлюлозной массы концентрацией 22—25%
(рис. 58). Основные части насоса: чугунный корпус 3, бронзовый
ротор 4, стальной клапан 5. Ротор разделяет внутреннюю часть
корпуса на две полости. При вращении ротора эти полости после-
довательно соединяются с патрубком всасывания 1 и патрубком
.	_ •	нагнетания 2. Полость корпуса,
.Xliih/ /	обращенная к патрубку всасыва-
ifo	4 S 6 ния’ составляет почти а/3 полного
и	К / /	J^\ I объема корпуса. Ротор и клапан
И ° 1МЕи	нах°Аятся в полном взаимодейст-
я\	вии благодаря стальной пружине 6,
Зла) связанной с ними. Степень закры-
тия клапана и, тем самым, произ-
водительность насоса (табл. И)
Рис. 58. Схема насоса типа Рота регулируются упорным ВИНТОМ.
Насосы типа Рота за один оборот
ротора подают строго определенное количество перекачиваемой
массы, поэтому их можно использовать как дозаторы.
Опыт применения насосов типа Рота на предприятии фирмы
«Дарблей» (Франция) свидетельствует о том, что эксплуатация
насоса несложна вследствие простоты его конструкции и тихоход-
ности. Насос перекачивает целлюлозную массу концентрацией
9—25%, что существенно сокращает технологический поток бла-
годаря уменьшению количества сгущающей аппаратуры и объема
промежуточных бассейнов между технологическими операциями.
Насос можно использовать как дозатор, регулируя число оборотов
ротора. Основной недостаток насосов — малая подача.
Таблица 11
Техническая характеристика насосов типа Рота
Типо- размер	Произво- дитель- ность в л/ч	Число оборотов ротора в минуту	Диаметр отверстия патрубка в мм		Габаритные размеры в мм		Мощность двигателя (при 5 ат) в кет
			всасыва- ния	нагнета- ния	Длина	Ширина	
0	32	55	90	80	870	660	2,21
1	65	50	125	125	1150	950	3,31
2	120	45	160	140	1350	1100	5,88
3	200	40	200	175	1500	1350	9,56
4	200	34	240	225	1800	1500	13,97
5	450	30	315	275	2250	1800	22,06
140
Для перекачивания вязких гидросмесей с грубоизмельченными
волокнистыми материалами представляют интерес насосы рота-
ционного типа. Из бункера готовая масса подается двухвальным
шнековым питателем в ротационный нагнетатель, который затем
нагнетает ее в трубопровод. Для дополнительной переработки
массы, поступающей в полость ротора под давлением, а также для
удаления из нее твердых включений больших размеров на напор-
ном патрубке установлен гидромеханический фильтр.
Принцип работы, например, торфяного ротационного насоса
состоит в следующем. При вращении ротора лопатки, прижимаемые
к корпусу пружинами, поочередно захватывают торфяную массу
в приемной горловине и подают ее в напорный патрубок и далее
Рис. 59. Схема диафрагменного насоса для гидросмесей
в трубопровод. Вследствие сопротивления движению торфяной
массы по трубопроводу в напорном патрубке возникает давление.
Под действием этого давления торфяная масса проходит через ги-
дромеханический фильтр и затем поступает во внутреннюю по-
лость ротора, где воздействует на лопатки, прижимая их к корпусу
нагнетателя. Сила прижатия лопаток к корпусу зависит от вели-
чины развиваемого напора и, таким образом, является саморегули-
руемой.
В процессе эксплуатации ротационного насоса на Потийском
торфяном заводе треста «Грузторф» было установлено, что к. п. д.
насооа при производительности 280—300 м31ч и давлении в системе
100—130 н!см2 достигает 85%.
Диафрагменные {мембранные) насосы более компактны, чем
поршневые насосы, и обеспечивают достаточно равномерную по-
дачу. Насосы дешевле в изготовлении и монтаже, масса их неболь-
шая. Однако диафрагменные насосы развивают значительно мень-
ший напор, чем поршневые насосы, а также — подачу.
На рис. 59 изображена схема прямоточного диафрагменного
растворонасоса конструкции инж. Н. С. Марчукова. Насос пред-
назначен для транспортирования различных строительных раство-
ров, в том числе, цементно-песчаных (без пластификаторов) и
быстросхватывающихся с минимальной подвижностью (5 см погру-
жения стандартного конуса). Насос состоит из следующих основ-
141
йых частей: кривошипно-ПолЗуннОгй механизма с плунжером 7,
насосной камеры 4, камеры 8 с бункером 5 и коробки всасываю-
щего и нагнетательного клапанов 6, ходовой тележки 2 воздуш-
ного колпака 7.
Сейчас выпускаются серийно подобные насосы противоточной'
схемы (насосы С-317 и С-317А). Однако насос Марчукова отличается
следующими преимуществами: значительно меньшим сопротивле-
нием при движении строительных растворов через рабочую камеру
насоса 8\ прямоточностью схемы, обусловленной тем, что силы тя-
жести и всасывания растворов действуют в одном направлении —
сверху-вниз; исключено заклинивание шара всасывающего кла-
пана крупными составляющими раствора. Эти преимущества зна-
чительно облегчают и упрощают эксплуатацию насосов. Ниже
приведена техническая характеристика насоса.
Техническая характеристика дйафрагменного
насоса
Производительность в ж’/ч:
при осадке конуса более 11 см ...	6
при осадке конуса более 5 см .... 3
Давление в н/см*........................ ISO
Диаметр плунжера в мм ...	... ПО
Число ходов плунжера в минуту	191
Диаметр трубопровода в, мм..............76
Дальность подачи в м:
по горизонтали ................. .	До 200
по вертикали..........................До	40
Мощность двигателя в кет ....	7
Насос работает так. Электродвигатель с помощью кривошипно-
ползунного механизма приводит плунжер в возвратно-поступатель-
ное движение. При движении последнего вперед под действием по-
стоянного объема воды, помещенной в насосной камере, резиновая
диафрагма, выгибаясь, уменьшает объем рабочей камеры и вытал-
кивает из нее через нагнетательный клапан порцию раствора
в тройник с воздушным клапаном и далее в напорную линию рас-
творопровода. Воздушный колпак используется для уменьшения
пульсаций и создания более равномерного движения гидросмеси.
При движении плунжера назад под влиянием образующегося ва-
куума резиновая диафрагма принимает первоначальное положе-
ние, и раствор из бункера через всасывающий клапан поступает
в рабочую камеру 8.
Насос снабжен заливным устройством 3 с предохранительным
клапаном (рис. 59), служащим для предохранения механизма на-
соса от чрезмерной перегрузки в случае закупорки. При повыше-
нии давления в трубопроводе более 150 н!см* срабатывает предо-
хранительный клапан, и часть жидкости, вытесненная плунжером
при нагнетательном ходе, приподнимает шарик клапана и перете-
кает из корпуса насосной камеры в резервуар предохранительного
клапана, смонтированного вместе с заливным устройством, после
чего нагнетание раствора прекращается.
142
В США и других странах внедряются высоконапорные (на
400 н/см2) диафрагменные насосы для гидротранспорта концентра-
тов, различных шламов и других измельченных материалов. Рас-
ход таких насосов 1,0—1,5 ма1мин. Они выполняются с камерами
низкого (35—37 к/слс3 * * * * 8) и высокого (350—400 н/см2) давления.
Диафрагмы насосов приводятся в действие подачей масла в систему
через специальный регулятор. Фирма «Рэй-Вейлэнд Корпорей-
шен» (США) использует для перемещения диафрагмы электрома-
гнитное устройство. В корпусе диафрагменного насоса на пружин-
ной подвеске установлен подковообразный магнит с катушкой.
Под подковой магнита расположена пружинящая пластина, кото-
рая вертикальным штоком связана с горизонтально расположенной
диафрагмой насоса. Благодаря переменному включению электро-
питания магнитной катуш-
ки пластина, а следова-
тельно, и диафрагма совер-
шают колебательные дви-
жения в вертикальной пло-
скости, в результате чего
гидросмесь всасывается че-
рез обратный клапан и
подается в нагнетательную
линию. Насос отличается
высокой надежностью и
работоспособностью.
3. РАБОЧИЕ
ХАРАКТЕРИСТИКИ
НАСОСОВ
ДЛЯ ГИДРОСМЕСЕЙ
Установлено, что рабо-
чие и кавитационные ха-
рактеристики центробеж-
ных насосов, полученные
при измерениях на воде и
гидросмеси, существенно
отличаются [31]. Значи-
тельно уменьшается (рис.
60) максимальная произ-
водительность, развивае-
мая до наступления кави-
тации, в зависимости от
плотности гидросмеси в
1,1—1Д раза (а при пре-
дельных насыщениях даже
в 1,4—1,5 раза). На рабо-
НмВодст.
Рис. 60. Рабочие характеристики центробеж-
ного насоса при работе на диспергированном
угле:
чие характеристики нзсо-
1-5 = 0; 2 — 5=0,21; 2—5=0,28; 4-5=0,44
ИЗ
сов влияют реологические свойства, абразивное' воздействие
частиц и т. д.
Влияние реологических свойств гидросмеси на характеристики
насосов отмечается при весьма высоких концентрациях. При уве-
личении концентрации (s > sKP) гидросмеси снижается произво-
дительность и к. п. д. насосов. Кривые напора располагаются
круче и смещаются в сторону меньших расходов. Изменение ха-
рактеристик насосов с увеличением концентрации гидросмеси
объясняется тем, что гидравлические потери в центробежных насо-
сах в значительной степени зависят от реологических свойств ги-
Рис. 61. Рабочие характеристики фекального насоса при перекачивании кормовых
смесей, насыщенных воздухом:
а — при подпоре 1,1 миб — при подпоре 4,0 м; 1 — w — 79,4%; 2 — w ® 77%, 3 — w =
s 75,4%, 4 — w = 74,6%
дросмеси. К этим потерям следует отнести потери на трение в кана-
лах рабочего колеса, в подводящих и отводящих устройствах
насоса, а также на трение гидросмеси о наружные поверхности
рабочего колеса. С увеличением потерь напора внутри каналов
снижается напор, развиваемый насосом. Этим и объясняется зна-
чительное изменение рабочих характеристик насоса при транспор-
тировании гидросмесей высокой концентрации по сравнению с ха-
рактеристиками при работе на воде.
На рис. 60 изображены рабочие характеристики центробежного
насоса НПГ-3 для условий работы на диспергированном угле
марки ПС класса 0—3 мм (содержание фракций 3—1 мм 28%,
фракции 1—0,2 мм — 38,5%). На таком угле образуется, при-
мерно, стабильная гидросмесь. Из анализа рабочих характеристик
следует, что при концентрациях s 0,35 резко изменяется потреб-
ление мощности. В этом случае существенно проявляется несоот-
ветствие между всасывающей и нагнетательной способностями
насоса. В результате при s 0,5 мощность повышается примерно
144
в 1,5 раза, а к. п. д. насоса уменьшается на 20%. При небольших
концентрациях (s = 0ч-0,25) малое насыщение гидросмеси незна-
чительно влияет на рабочие характеристики насосов.
При испытании насосов на концентрированных гидросмесях
с целью получения их действительных характеристик должны
быть обеспечены следующие условия: 1) высокая степень дезин-
теграции (перемешивания), 2) отсутствие воздуха в смеси, 3) по-
стоянство физико-механических свойств смеси и условий эксплуа-
тации, температуры и других факторов.
Рис. 62. Рабочие характеристики фекального насоса при перекачивании целлю-
лозной массы
Результаты испытаний центробежных насосов на кормовых
смесях [35] показывают, что чем больше в смеси содержится сухих
веществ, тем меньший напор развивается на одинаковой подаче,
причем напор насоса при работе на кормовых смесях на 25—50%
меньше (рис. 61), чем при работе с водой. Потребляемая мощность
при одинаковом расходе кормовых смесей возрастает с увеличением
их консистенции на 20—40% по сравнению с потребляемой мощ-
ностью при транспортировании воды. Во всех опытах к. п. д.
насосов, перекачивающих кормовые смеси, не превышал 40%.
Для условий перемещения бумажной и целлюлозной массы
Л. Е. Волков получил рабочие характеристики насосов 6НФ
(рис. 62). Кривые характеристик для гидросмеси с древесиной и
целлюлозой при концентрациях до 2,5% совпадают с аналогич-
ными характеристиками для воды. При концентрации массы
2,5—3,5% кривые Q—N также совпадают, кривые же Q—И для
массы располагаются ниже кривых для воды и максимальная про-
изводительность насоса уменьшается с 432 до 324 м21ч при сниже-
10 А. Е. Смолдырев	145
нии высоты подачи до 15—16 лс вод, ст. Соответственно понижается
кривая Q—1).
Анализ экспериментальных данных свидетельствует, что кри-
вые Q—Н для массы с концентрацией до 1,5 % и для воды совпадают
между собой. При концентрации целлюлозной массы в гидросмеси
до 2,4% кривая для гидросмеси круто снижается. Зависимость
Q—H для гидросмеси с концентраций 3% на всем протяжении рас-
полагается ниже линии для воды. Соответственно ниже распола-
гаются характеристики Q—т,. Характеристика Q—т), как и для
насоса 6НФ, является общей для воды и гидросмеси с концентра-
цией до 3,5%. В общем случае производительность насоса с возрас-
танием концентрации уменьшается быстрее, чем его к. п. д.
(рис. 62).
Сравнение рабочих характеристик насосов 4НФ и 6НФ показы-
вает, что работа первого насоса нарушается уже при концентрации
массы выше 3%. Насос же 6НФ перекачивает* массы с концентра-
цией до 3,5%, что объясняется большим диаметром всасывающего
патрубка у этого насоса. Заметим, что на вид характеристик Q—Н
в основном влияет плотность гидросмеси, которая тем меньше плот-
ности воды, чем выше концентрация.
Анализ различных экспериментальных данных по испытаниям
насосов при перекачивании гидросмесей высокой концентрации
в условиях, обеспечивающих бескавитационные режимы работы
насосных установок, подтверждает зависимость показателей насоса
от реологических свойств гидросмеси. Эта зависимость при режиме
движения гидросмеси в насосе с полностью разрушенной структу-
рой может быть оценена вязкостью предельно разрушенной струк-
туры гидросмеси т]от при т0 = 0.
Для перекачивания высококонцентрированных гидросмесей
наиболее целесообразно использовать объемные насосы, произво-
дительность которых незначительно зависит от развиваемого на-
пора. Испытания винтового насоса типа ВНМ-18-3 на кормовых
смесях подтвердили это положение. Рабочие характеристики на-
соса для кормовой смеси и воды почти совпадают. Значения объем-
ного к. п. д. винтовой пары при работе на кормовой смеси влаж-
ностью 70—90% мало отличаются от объемного к. п. д. насоса
при работе на воде.
Результаты исследований влияния воздуха в гидросмеси на ха-
рактеристики насоса [16, 31 ] показывают, что в кормовых смесях,
осадках сточных вод, торфяных и бумажных массах, а также в дру-
гих волокнистых суспензиях при выполнении различных техноло-
гических процессов общее количество воздуха может составлять
1—8% по объему. В указанных гидросмесях имеется свободный
и связный воздух. Свободный воздух находится в виде пузырьков
и вовлекается в гидросмесь при ее приготовлений и обработке.
Связный воздух представлен мельчайшими пузырьками, удержи-
ваемыми молекулярными силами на отдельных волокнах, а также
частично растворенных в гидросмеси,
146
Газообразные включения & волокнистых сусйенйияХ вызывают
колебания производительности центробежных насосов, обуслов-
ленных, в свою очередь, неодинаковым изменением объема жидко-
сти и газа при изменении давления. При уменьшении давления,
особенно при разрежении, объем воздуха резко увеличивается при
практически постоянном объеме жидкости. Это явление характерно
для всасывающей линии насоса.
.При наличии значительного количества газообразных включе-
ний в перекачиваемой, гидросмеси в результате разрежения и цен-
тробежного эффекта рабочего колеса, способствующего отделению
газа от жидкости, перед насосом образуется воздушная пробка, ко-
торая приводит к уменьшению производительности, к неустойчи-
вой работе, разрыву струи и нарушению подачи насоса. Ликвида-
ция последствий нарушения подачи насоса возможна только после
удаления воздуха из насоса и всасывающего патрубка через воз-
душные вентили. Нарушение в работе насоса может произойти
даже при значительном подпоре перед насосом, если количество
воздуха в гидросмеси велико. В этой связи заслуживают внимания
вертикальные насосы, в которых гидросмесь самотеком входит
в насос, сводя к минимуму образование воздушных пробок.
Влияние бустера на рабочие характеристики насосов оказы-
вается существенным, когда на линии всасывающего патрубка
насоса на одном валу с рабочим колесом установлено вспомогатель-
ное двухлопастное колесо (бустер), предназначенное' для подкачи-
вания гидросмеси (особенно волокнистых суспензий) из всасываю-
щего трубопровода. Бустер имеет слабо выраженное профилиро-
вание, небольшую ширину и симметричный профиль поперечного
сечения лопасти.
Результатами испытания центробежного насоса типа ДА-125
с бустером и без него установлена лишь незначительная разница
н величинах напора, расхода жидкости и мощности. Насос без
бустера немного экономичнее насоса с бустером: он развивает не-
сколько больший напор. В проточном тракте насоса с бустером
повышаются потери и расходуется дополнительная мощность на
вращение последней.
Экспериментальные данные, полученные при перекачивании
бумажной массы концентрацией 6,3% (по сухому веществу) насо-
сом с бустером и без него, приведены на рис. 63. Анализ данных по-
казывает, что бустер мало влияет на характеристику работы на-
соса при наличии в гидросмеси массы концентрацией 6,3% и менее.
Кривая напора насоса располагается ниже кривой напора для воды.
При оптимальных расходах наблюдается тенденция к сближению
этих кривых. Эксперименты подтвердили, что потери в насосе с уве-
личением концентрации массы возрастают, а напоры снижаются
независимо от того, имеет насос бустер или нет.
Исследованиями установлено [16], что оснащать центробеж-
ные насосы бустером в виде осевого колеса не имеет смысла, по-
скольку это колесо рассчитано на такой же расход, что и рабочее
10*	147
колесо. Осевое колесо играет роль лишь «ломателя», не допуска-
ющего попадания в насос крупных комков массы. В этом случае
не требуется тщательного профилирования лопастей бустера,
которые должны быть прочными и не изменять направление по-
тока-массы на входе в рабочее колесо.
Влияние подпора на работу насосов особенно проявляется при
высоких концентрациях перекачиваемых гидросмесей. При транс-
портировании, например, кормовых смесей, бумажных масс, со-
довых, каолиновых и других суспензий отмечается значительное
изменение параметров насосных установок в зависимости от вели-
чины подпора для гидросмеси
с постоянной концентрацией.
Киносъемка процесса тран-
спортирования кормовой сме-
си во всасывающем патрубке
насоса позволила установить,
что при подпоре 4 м смесь во
всасывающей линии движется
сплошным потоком. При под-
поре 2,5 м начинают появ-
ляться признаки нарушения
целостности потока на всасе
наСоса. Дальнейшее снижение
Рис. 63. Рабочие характеристики насоса величины подпора приводит
при si= 6,3%:	к разрыву струи потока, при
1 — с бустером; 2 — без него (по воде) ЭТОМ рбЗКО СНИЖАЮТСЯ ХЭрЗК*
теристики насоса, работа на-
соса сопровождается шумом и вибрацией, что свидетельствовало
о возникновении кавитационных явлений. Результаты экспери-
ментов показали [35], что влияние подпора на характеристики
насоса'тем существеннее, чем меньше влажность кормовой смеси.
Аналогичные результаты получены при перекачивании бумаж-
ной массы концентрацией более 3%. Устойчивые режимы насосных
установок наблюдались при достаточном подпоре, способствующем
прохождению массы в насос с некоторым давлением, исключающим
образование вакуума и обезвоживание массы. Исследования
ВИГМа показали, что фекальные насосы типа НФ и ФМ могут
транспортировать бумажную массу концентрацией до 6% при обес-
печении подпора, соответствующего концентрации перекачиваемой
массы. Необходимый подпор h в м рекомендуется'определять по
формуле
ft = 0,03s? + 0,3si,
где Si — концентрация перекачиваемой массы в %. При изменении
концентрации массы от 3 до 6% подпор должен составлять 1,1—
2,8 м. Для создания указанных подпоров требуются большие массо-
вые бассейны. Устойчивую работу насоса можно также обеспечить,
если разбавить перекачиваемую массу до концентрации ниже 3%.
148
При техническом моделировании процессов в насосах необходимо
учитывать, что в соответствии с законами подобия для турбомашин
должно соблюдаться соотношение
Из этого следует, что линейные размеры машин влияют на их
рабочие характеристики.
Из размерностного анализа (для насосов с определенными эле-
ментами проточной части) следует
f (N, Q, п, D, АР, р, п) = 0;
безразмерные комплексы для давления (напора) АР!рпЧ)3\ для
расхода Q/nDa; число Re = pnDa/r].
Используя число Re, следует рассматривать характеристики
насосов для условий, когда вязкость перекачиваемой гидросмеси
отличается от вязкости воды. Для обобщения данных измерений
рекомендуется зависимость вида APIpnH)3 (Re) или
APlpn3D* (QJnD3) для разных диапазонов Re.
В последние годы заметна тенденция в насосостроении к увели-
чению числа оборотов рабочих колес центробежных насосов (уве-
личение частоты вращения приводит к заметному снижению габа-
ритных размеров, массы насосов и затрат энергии). Это стремление
оправдано, поскольку гидравлические потери в насосе достигают
минимума при некоторой достаточно высокой степени быстроход-
ности ns. Оптимальное значение п, = 125ч-150. Однако увеличе-
ние ns должно сочетаться с различными конструктивными измене-
ниями, например, изменением формы рабочих колес, уплотнений.
Для сравнения гидравлических характеристик насосов чаще
всего недостаточно пользоваться коэффициентом быстроходности,
определяемым для режима максимального к. п. д. Это объясняется
тем, что насосы эксплуатируются только в пределах определенного
отрезка характеристики (0s—Н). В этом случае целесообразно
использовать отношение (ns—n"i)lnt, где п, —коэффициент быстро-
ходности, соответствующий ти.у-
4.	ПНЕВМАТИЧЕСКИЕ НАСОСЫ (НАГНЕТАТЕЛИ)
Для транспортирования по трубам различных концентриро-
ванных гидросмесей применяют пневматические насосы (или
нагнетатели). Пневматические нагнетатели отличаются от объем-
ных насосов периодического действия тем, что они обеспечивают
установившееся движение по трубам (при меньших гидравличе-
ских сопротивлениях).
Оборудование пневматического нагнетателя несложно в изго-
товлении и эксплуатации, имеет небольшие габаритные размеры
и массу. В таком насосе отсутствуют трущиеся узлы и детали,
работающие в абразивной среде, что обеспечивает продолжитель-
ный срок службы силового оборудования. Недостатками уста-
149
нбвбк с иагнётаТёлямй являются высокие удельны^'Затраты экер*
гии (в 3—5 раз превышающие затраты энергии при использова-
нии объемных насосов), повышенный расход сжатого воздуха
(3—20 м3 на 1 м3 смеси), высокие скорости транспортирования
(4—8 м!сек} и динамические нагрузки на смесь,"что может привести
к расслоению'последней, удары на поворотах и необходимость
Рис. 64. Типы нагнетателей;
a — с подводом воздуха в верхнею и нижнюю части резервуара; б — со шнековым побу-
дителем; / — затвор; 2 — система управления; 3 — резервуар (камера); 4 — трубопро-
вод; S — шнек
в конечном гасителе; интенсивный (в 3—4 раза больший, чем
у объемных насосов) износ труб. Серийно выпускают пневмати-
ческие Нагнетатели различных типоразмеров (табл. 12). В строи-
Таблица 12
Техническая характеристика нагнетателей
Параметр	Тип нагнетателя					
	С-862	С-573	6129	6449/А	ПН-0,3	ПН-0,5
Производительность в мЧч . . .	з		3—5	5—6	20	9	15
Емкость нагнетателя в л3 ...	0,35	0,30	0,40	0,80	0,45	0,62
Внутренний диаметр труб в мм Габаритные размеры нагнетателя в мм:	125	150	150	180	150	150
ширина . .			1240	1380	2453	2453	1000	1300
высота			1320	1820	2175	2430	1500	2000
длина 		2090	1380	2120	1890’	1600	1800
Масса нагнетателя в кг ....	860	500	1185	1344	580	640
Рабочее давление воздуха в н!см* Дальность подачи в м:	70	70	70	70	70	70
по горизонтали 		200	200	200	200	200	200
по вертикали 	 	!		30	30	30	35 »	35	35
тельстве, например, применяют вертикальные и горизонтальные
пневматические (рис. 64) нагнетатели. Они предназначены для
транспортирования смесей и строительных растворов с осадкой
150
Рис. 65. Пневматический нагнетатель
типа С-573
конуса 7—10 см по трубам в различных звеньях железобетонного
и строительного производства. В состав установки, применяемой
для этой цели, входят: пневматический нагнетатель, комплект
трубопроводов, концевой гаситель, источник сжатого воздуха
с ресивером.
Помимо принципиальных схем исполнения нагнетателей, по-
казанных на рис. 64, а, б, используют схему, в которой воздух
подается в' верхнюю и среднюю части камеры (резервуара).
В зависимости-от условий ком-
поновки установок (по произво-
дительности и дальности транс-
портирования) и физико-механи-
ческих свойств гидросмесей (в
основном от степени текучести
или подвижности смеси) нахо-
дят применение различные схе-
мы. Для жестких смесей основ-
ными являются схемы, изобра-
женные на рис. 64, а и б.
На рис. 65 показан пневма-
тический нагнетатель С-573, вы-
полненный в виде сварной кон-
струкции цилиндрической фор-
мы. Воздух подается в камеру
по кольцевой трубе 7 и через
центральное сопло 2. Нагне-
татель загружается бетонной
смесью через воронку 6 и за-
грузочное отверстие, плотно
прикрывающееся конусным кла-
паном 5. Последний шарнирно подвешен к рычагу 4, соединенному
со штоком пневматического цилиндра 3, при помощи которого
открывается и закрывается загрузочное отверстие. Резиновая
кольцевая прокладка обеспечивает плотное прилегание клапана
к корпусу нагнетателя и герметичность камеры нагнетателя.
Давление контролируется по манометру, подача сжатого воздуха
в резервуаре регулируется пробковыми кранами 8, установлен-
ными на воздушной магистрали. Фланец выводного колена 1
нагнетателя присоединяется к бетоноводу быстроразъемными
замками.
На нагнетателе установлена арматура воздуховода для подачи
воздуха в камеру нагнетателя (из соединительных деталей и труб).
Металлический резервуар (камера) устанавливается на специаль-
ной опорной раме с обслуживающей площадкой. Управление
работой установки производится с помощью кранов, предусмо-
тренных на воздуховоде, и пневмоцилиндра.
В комплект оборудования входит также концевой гаситель,
предназначенный для уменьшения скорости выхода из трубо-
151
провода бетонной смеси, а также отделения воздуха.’При танген-
циальном соединении бетоновода с гасителем скорость движения
бетонной смеси снижается в результате трения смеси о внутрен-
нюю поверхность гасителя. Гаситель выполняют в виде сварного
резервуара конической формы, смонтированного на прочной
металлической раме. Воздух отделяется от бетонной смеси через
отверстие в гасителе. К нижнему выходному патрубку гасителя
с помощью хомута может прикрепляться гофрированный рези-
новый шланг.
Из несерийных пневматических нагнетателей следует отметить
установки типа ПБМ-1 и ПБМ-2 конструкции Магнитогорского
горнометаллургического института, а также ПБУ-1 и ПБУ-2
конструкции Госстроя СССР. Технические данные этих нагне-
тателей приведены в табл. 13.
Таблица 13
Техническая характеристика несерийных пневматических
нагнетателей
Показатель	ПБМ-1	ПБУ-1	Конструкции ЦНИИОМТП
Производительность в м3/ч .... Емкость нагнетателя вл. ... Емкость ресивера в м3	 Внутренний диаметр трубы в мм Масса нагнетателя в кг	 Дальность подачи в м: по вертикали 	 по горизонтали •. . Давление воздуха в н/см3		20 1000 До 0,8 205 1500 35 250 20—40	5-8 300 4,5 150 20 200 До 80	1^-1,5 125 50 273 10 100 До 70
Установки ПБМ-1 и ПБМ-2 выполняются по схеме, изобра-
женной на рис. 64, и состоят из горизонтально расположенного
цилиндра, в котором вращается шнек, служащий для перемеще-
ния смеси и подачи ее к выходному патрубку. В верхней части
резервуара имеется загрузочная воронка, герметически закры-
вающаяся конусным затвором.
Установки ПБУ-1 и ПБУ-2 представляют собой модернизиро-
ванный тип камерного пневматического нагнетателя. Для облег-
чения очистки цилиндрическая камера нагнетателя имеет две
части: корпус и выходную коническую часть. Бетонная смесь
загружается через специальную горловину с фланцем. После
загрузки горловина закрывается плоской крышкой, прижима-
ющейся к фланцу винтовым зажимом. Конструкция крышки обес-
печивает надежное уплотнение.
Сжатый воздух поступает через ниппель, который вводится
в воздухораспределительную коробку. Для предохранения бе-
тонной смеси от воздействия струи сжатого воздуха (что способ-
ствует уменьшению насыщения смеси воздухом) коробка имеет
четыре сопла, расположенные в горизонтальной плоскости. Кроме
152
Того, внизу выходной части коробки вварен ниппель для подачи
сжатого воздуха с целью облегчения выхода бетонной смеси из
камеры в бетоновод. Установка ПБУ имеет загрузочное устройство.
Гидросмесь может транспортироваться нагнетателями двумя
способами: циклично, когда каждая порция смеси движется само-
стоятельно в виде сплошной пробки (порция смеси выдавливается
в участок трубопровода, примыкающий к наполнителю, далее
в нагнетатель загружается вторая порция, третья и т.д.). Второй
способ более экономичен и производителен, но требует повышен-
ного давления воздуха. Применение непрерывного способа подачи
бетоносмеси по сравнению с цикличным способом подачи ее на
60—90 м позволяет снизить расход воздуха на 20—25%, а стои-
мость транспортирования — на 13%.
В сельском хозяйстве используется три типа пневматических
нагнетателей (продувочных котлов): вертикальные, горизонталь-
ные и прямоточные.- Последние применяют в районах с высоким
уровнем грунтовых вод, так как габаритные размеры установки
невелики. С помощью продувочных нагнетателей транспорти-
руют по трубам кормовые смеси и навозные массы.
Нагнетатель для приема кормовых смесей выполняют обычно
в виде вертикального цилиндрического сварного сосуда с прива-
ренными сферической крышкой и коническим днищем. В верхней
части находятся патрубки, необходимые для технологических
целей. Через патрубок диаметром 250 мм полость заполняется
кормовой смесью. Патрубок снабжен запорным устройством (типа
обратного клапана), позволяющим смеси беспрепятственно вхо-
дить в камеру и герметически закрывать выход. К камере присоеди-
няют два возд'ухо-паропровода обычно диаметром 50 мм для по-
дачи воздуха под давлением 40—50 н!см2. Пар периодически по-
дается для дезинфекции продувочного котла и кормопроводов.
Кроме того, пар можно использовать для подачи кормов при
отключении электроэнергии.
В месте перехода сферической части сосуда в цилиндрическую
вварен патрубок диаметром 75 мм. К нему крепится труба, через
которую воздух выходит в атмосферу при заполнении продувоч-
ного котла. В центре конического днища смонтирован патрубок
диаметром 150 мм, к которому присоединяется кормопровод.
На расстоянии 0,5 м от начала кормопровода к последнему при-
варен штуцер для подачи воздуха. При образовании затора
у выходного отверстия сжатый воздух подается через этот штуцер,
масса, образовавшая пробку, интенсивно перемешивается, и
проход освобождается.
Как правило, для ускорения подачи кормов устанавливают
два нагнетателя. Для обеспечения бесперегрузочного потока
кормов из кормосмесителя в нагнетатели последние заглубляют
в котлован, облицованный кирпичом. В месте соединения кормо-
проводов (при двух нагнетателях) предусматривается переклю-
чатель потока, позволяющий соединять котлы с магистральным
153
кормойроводом. Когда корм подаетсй из одного йродувочнбгб
котла, выходное отверстие другого закрыто и он может запол*
няться кормом. Переключатель работает автоматически под
действием давления кормов, перемещающихся из продувочного
котла в кормопровод.
Чтобы посторонние предметы не попадали в продувочный
котел и магистральный трубопровод, между кормосмесителем
и нагнетателем устанавливается отстойник объемом 0,5 м*. Отстой-
ник имеет решетку для улавливания волокнистых материалов,
а также люки для их удаления. Тяжелые предметы при движении
кормов через отстойник оседают на дне и улавливаются через
нижний люк, а волокнистые — через верхний люк. В связи
с тем, что люки очищают довольно часто, затворы их сконструи-
рованы быстросъемными. Крупные примеси, задерживающиеся
на вибрационной решетке, установленной над смесителем, перио-
дически удаляются.
Описанные конструкции нагнетателей можно применять для
любых видов структурированных гидросмесей из твердых диспер-
гированных материалов. Выбор типа установки — с нагнетателем
или объемным насосом — решается по результатам технико-
экономических расчетов для обоих вариантов схем.
5.	ТРУБОПРОВОДЫ И АРМАТУРА
Для Гидротранспорта применяются стальные цельнотянутые
(ГОСТ 8732—58) и сварные трубы с продольным швом (Чаще всего
асбоцементные диаметром до 1,0 ж), а также фанерные и асбо-
цементные трубы, рассчитанные на рабочие режимы при давле-
ниях до 100 н!см* (с учетом износа). Магистральные трубопроводы
сооружают только из толстостенных металлических труб, рассчи-
танных на давления до 1000 н!см*.
В установках гидротранспорта целесообразно применять стек-
лянные трубы. Промышленность освоила выпуск стеклянных
труб диаметром до 170 мм с толщиной стенки 9 мм. Намечен
выпуск труб диаметром 200—300 мм. Основные преимущества
стеклянных труб перед стальными следующие: высокая стойкость
по отношению к абразивному износу и коррозии, меньшее сопро-
тивление движению жидкостей, внутренние стенки труб не обра-
стают минеральными веществами. Однако стеклянные трубы
хрупкие и имеют малое сопротивление изгибу и удару.
Для технологического (а в некоторых случаях и магистраль-
ного) гидротранспорта эффективно применять многослойные фа-
нерные трубы. Их стоимость в 1,5 раза меньше, чем стальных
углеродистых труб (в 3,5—4 раза меньше, чем.труб йз легирован-
ных сталей); масса меньше соответственно в 1,5—2 раза. Опь/т
эксплуатации фанерных труб на обогатительных фабриках и дру-
гих предприятиях показывает, что для труб диаметрами 100,
200 и 300 мм допустимы давления 120, ПО и 100 н!см* (соответ-
154
ственно). Износ труб диаметром 300 мм и толщиной стенки 13 мм
при давлениях около 50 н!см3 на мелкозернистых песках оцени-
вается уменьшением толщины стенки на 1 мм и количеством
пропущенной при этом породы: до 150 тыс. м3 тонких песков,
а при высоких содержаниях в таких песках крупных фракций —
до 25 тыс. ж3. При монтаже таких труб рекомендуется использовать
стальные муфты и различные бандажи.
Внедрение труб из различных стеклопластиков сдерживается
их небольшой прочностью. Такие трубы выдерживают давление
до 70 н1см3. Однако во многих технологических схемах такие
давления приемлемы. Выпускаются также стекловолокнистые
трубы диаметром 10—400 мм из анизотропного материала СВАМ,
которые выдерживают гидростатическое давление до 4000 н!см3.
При плотности материала 1,35—2 кг!дм3 сопротивление .на раз-
рыв у них достигает 30 кн!см3, а на изгиб — 35 кн!см3.
В установках гидротранспорта стальные трубы могут быть
успешно заменены асбоцементными и полиэтиленовыми. Такие
трубы не подвергаются коррозии и не лопаются при замерзании
в них воды. К преимуществам пластмассовых труб относится
также и то, что потери напора в них значительно меньше, чем
в стальных трубах.
В ФРГ успешно применяют в системе канализации трубы из
стеклопластиков. Канализационные трубопроводы должны быть
особо прочными и долговечными. Для уменьшения гидравличе-
ских сопротивлений стенки - этих труб должны быть гладкими.
Указанным требованиям больше всего отвечают трубы из арми-
рованных стеклопластиков. По прочности они приближаются
к изделиям из железобетона,, так как основные вещества (поли-
эфир) в них усилены стеклянными нитями. Трубы из стекло-
пластиков кислотоупорны, на них не действуют низкие темпера-
туры, масса их на 20% меньше, чем стальных, они хорошо обра-
батываются. Их делают цельнотянутыми, в последнее время полу-
чены трубы диаметром до 5 м.
Для повышения прочности пластмассовых труб в состав их
материала добавляют стекловолокнистые присадки, обладающие
низкой плотностью и малой деформацией. Способы изготовления
пластмассовых труб могут быть различные. В табл. 14 представ-
лены данные о влиянии способа изготовления пластмассовых
труб на технические характеристики.
В ИГД им. А. А. Скочинского созданы высокопрочные и вы-
сокогерметичные трубы диаметром до 100 мм, изготовленные из
напряженного’ металлостеклопластика (НМС) и стеклопласти-
кового материала машинной намотки и центробежной пропитки
(МНЦП). Трубы диаметром 100 мм из НСМ выдерживают давле-
ние от 10 000 до 20 000 н!см3 при толщине стенки трубы 5 мм
из стеклопластика и 1,5 мм из стали. Трубы из материала МНЦП
диаметром 100 мм при толщине стенки трубы 10 мм воспринимают
давление до 6000 «/см3. '
155
Техническая характеристика труб
Таблица 14
Параметр	Способ изготовления		
	Литье	Обмотка	Центробеж- ный
Плотность в кг! дм3	 Сопротивление на разрыв в кн/см2 Сопротивление на изгиб в кн/см* Максимальный диаметр в мм ... Длина в мм		1,35 8—10 13 Не ог] Не более 4 |	1,65—1,48 18 25 раничен До 15	1,35-1,45 8—12 13-18 До 1200 4-5
В этом же институте разработаны трубы из асбоцементных
и гетинаксовых сердечников с обмоткой их стеклопластиком по
наружной поверхности. Технология изготовления предусматри-
вает метод прямой намотки слоя стеклопластик (элементарное
стекловолокно в виде пучка из 200 волокон, покрытое смолой).
После намотки стеклопластик затвердевает и получается двух-
слойная труба из внутреннего слоя абсоцемента и наружного слоя
из стеклопластика толщиной 7 мм.
В качестве связующего (смола + отвердитель) может при-
меняться любое связующее с хорошей адгезией к стекловолокну.
Для удешевления трубопроводов самые подходящие смолы для
связующих — карбамидные и фенолформальдегидные, а раство-
рители — вода, спирт, ацетон.
Использование стеклопластика позволяет значительно уве-
личить прочность труб и дает возможность применять стекло-
асбоцементные трубы в установках гидротранспорта концентри-
рованных гидросмесей при диаметре труб 100 мм и давлении 220—
560 н!смг и соответственно при 170 мм и 100—170 н/см\ при
300 мм и 100 н!см*.
Герметичность и прочность асбоцементных труб повышается
при пропитке их следующими материалами: эпоксидной, мелами-
новой и другими низкомолекулярными смолами, а также пара-
фином при температуре 70—80° С и газом — четырехфтористым
кремнием (ократирование). В результате ократирования прочность
труб возрастает в 3—5 раз. Особенно эффективна такая обработка
для бетонов невысокой плотности.
На участках соединения агрегатов с трубопроводами широкое
применение находят трубы, гофрированные и армированные про-
волокой: В этом случае предотвращается передача вибрации и
более компактно располагается оборудование.
Фирма «Монтекстини Эдиссон» (США) изготовляет трубы из
алюминиевого сплава МТА (алюминий -|- магний -|- кремний) для
трубопроводов, по которым перекачиваются абразивные смеси.
Трубы отличаются высокой прочностью и устойчивостью к кор-
розии. Внутренняя поверхность их гладкая, причем с течением
156
времени она не изменяется. Пропускная способность труб до
полного износа из сплава МТА значительно выше, чем пропуск-
ная способность стальных труб.
В каменноугольном бассейне Севенны (Франция) эксплуати-
руется трубопровод длиной 620 м, изготовленный из резины
«Клебер». По трубопроводу перекачивают угольный шлам. Для
повышения устойчивости резины против химической и атмосфер-
ной коррозии трубы имеют внутреннее и внешнее защитное покры-
тие; поддерживается трубопровод пилонами.
В практике широко используют трубы из бетона и железобетона,
предназначенныб*для перекачивания осадков сточных вод. В послед-
ние годы увеличился выпуск труб из предварительно напряжен-
ного железобетона, способных выдержать большое давление.
Пластмассовые трубы из полиэтилена используют в основном
для сооружения систем трубопроводов, по которым перекачивают
гидросмеси пищевых продуктов. Для систем водоснабжения пред-
приятий угольной промышленности применяют полиэтиленовые
трубы большого диаметра. Максимальный диаметр труб из поли-
этилена, например марки «Хостолэн ДМ-5010», составляет 1000 мм,
длина 12 JK, максимальная длина одной плети, транспортируемой
по железной дороге, может достигать 600 м.
Важным направлением в совершенствовании изготовления
трубопроводов является применение покрытий от внешней и
внутренней коррозии. Внутренняя изоляция позволяет получить
гладкую поверхность, что уменьшает гидравлические сопротив-
ления. Для этого применяют нефтебитумные мастики, каменно-
угольные смоляные и нефтебитумные эмали, изоляционные пла-
стмассовые ленты, парафин, полиэтилен и другие материалы.
Толщина покрытий изоляции составляет 1,7—3,5 м, а изоляцион-
ных лент — 0,25—0,064 мм. При внутренней изоляции наиболее
ответственным местом являются стыки. Стыки необходимо зачи-
стить, а затем покрыть специальным составом. Хорошие резуль-
таты дают также газопламенное напыление алюминия и горячее
погружение. Иногда для защиты от коррозии внутреннюю по-
верхность труб покрывают цементным раствором. Однако наилуч-
ший эксплуатационный эффект достигается при стеклянном по-
крытии, гарантирующем защиту трубы от коррозии. Слой рас-
плавленного стекла толщиной до 0,25 жлс при температуре 900° С
наносится на внутреннюю поверхность трубы. Гладкие внутрен-
ние покрытия толщиной до 0,1 мм позволяют увеличить пропуск-
ную способность трубопроводов на 10—15% или соответственно
уменьшить диаметр труб.
В Институте строительных материалов разработан метод за-
щиты наружной поверхности труб шестикратным нанесением
пленкообразующего лака. Стеклоасбоцементные трубы с таким
покрытием выдерживают давление более 2000 н!см*.
Перед укладкой труб под землей их предварительно покры-
вают изоляционными материалами. Во ВНИИ по строительству
157
магистральных трубопроводов разработаны полиэтилено-битум-
ные покрытия двух видов: полиэтилено-битумная мастика (бу-
тулен) и полимерно-битумный рулонный материал (бризол-П).
Стоимость новых материалов при использовании некондиционного
полиэтилена ниже, чем резино-битумных, а защитные свойства
их значительно лучше.
На трубопроводах технологического транспорта для соедине-
ния труб применяют, помимо фланцев, различные быстроразъем-
ные соединения. Успешно эксплуатируются быстроразъемные
соединения производства Кузнецкого металлургического комби-
ната [30], рассчитанные на давления до 400 н1см* для труб диа-
Рис. 66. Соединение труб:	•
а — неметаллических; б—стальных с телескопическим компенсатором; /—труба
с внутренним конусом 2,6°; 2 — фланец; 3 — фланец со свободной посадкой;
4 — сальниковое уплотнение; 5 — труба с наружным концом 2.5е
метром От 100 до 250 мм. Трубы соединяются с помощью полу-
муфт и клина, обеспечивающих плотное стыкование и затяжку
резиновых прокладок. Основные детали соединения изготовляются
штамповкой. Производство соединений на давления до 640 н!см*
для диаметров труб 300—400 мм освоено Киселевским заводом
горных машин.
Неметаллические трубы лучше соединять при помощи фланцев
с уплотнением из резиновых колец (рис. 66, а). Между трубами 1
устанавливают резиновые уплотнительные кольца 2, которые
плотно захватываются металлическими фланцами 3 и затяги-
ваются болтами 4. Стыки труб должны быть тщательно подогнаны
во избежание закупорок трубопровода при движении по нему
гидросмесей высокой концентрации.
Качество монтажа технологических и магистральных трубо-
проводов имеет* важное значение. Быстроразъемные соединения
при транспортировании в смеси кусковых материалов должны
обеспечивать надлежащую соосность труб, не допуская, чтобы
выступ стыков превышал 2 мм. В отдельных конструкциях быстро-
разъемных соединений для достижения высокой точности стыко-
вания труб в соединяемых полумуфтах предусматривают выступы
и выточки. С целью снижения трудоемкости- монтажных работ на
158’
магистральных трубопроводах увеличивает длину труб до Id М,
при этом применяют высококачественную сварку с просвечиванием
швов и измерениями их толщины.
Фланцы быстроразъемных соединений трубопроводов, как
правило, приваривают в стационарных условиях и в случае
овальности труб используют внутренний гидравлический центра-
тор. Технологические трубопроводы необходимо укладывать на
подкладки или подвешивать на цепях (растяжках и др.) во избе-
жание искривления прямолинейности трассы. Сборку труб под
сварку (стыковку) следует производить с помощью центрирующих
приспособлений- (например, винтовым центратором конструкции
Проектнефтемонтаж). Разностенность (смещение кромок) при сты-
ковке под сварку магистральных трубопроводов не должна пре-
вышать следующих значений:
Толщина стенки стыкуемых
труб, в мм............ 3—4	5—6 7—8 9—15
Разностенность смещения
Кромок в мм......... 1,0	1,5	2,0	2,5
Для технологических трубопроводов внедряются стеклянные
трубы, для соединения которых используются резиновые муфты.
При строительстве’трубопроводов из’ металлических труб,
по которым будут перекачиваться нагретые гидросмеси (напри-
мер, кормовые смеси с температурой 8&—90°, содовые суспензии,
нагретые до 40—60° и др.), необходимо через каждые 100 м прямого
участка трубопровода устанавливать температурные компенса-
торы телескопического типа, устройство которых ясно из рис. 66, б.
Конструктивно такое соединение выполняется так: к трубе при-
варивают патрубок, а к стыкующему концу трубы — патрубок,
расточенный по внутренней поверхности и имеющей на конце
фланец. Второй фланец с впрессованным в кольцевую выточку
сальниковым уплотнением надевают на патрубок с наружной
обточкой на конус. Фланцы скрепляют болтами. Эксплуатация
действующих установок подтвердила достаточную плотность и
прочность таких соединений. Иногда применяют сальниковые
компенсаторы (для гидросмесей с температурой 30—50° С), по-
скольку их изготовление проще, чем телескопических.
Величина изменения длины трубопровода определяется по
формуле
М = a AtL,
где L — первоначальная длина трубопровода; А/ — изменение
температуры трубопровода; а — коэффициент линейного расши-
рения материала трубы (для стали а = 0,000012 мм!град).
Допускаемый ход (величина удлинения или укорачивания)
компенсатора должен быть на 10—15% больше расчетного удли-
нения трубы. Установка компенсаторов не обязательна, если
трубопровод имеет повороты через каждые 80—100 м. Однако
при этом опоры с жестким креплением трубопровода следует
159
располагать так, чтобы между двумя Смежными-опорами разме-
щался один поворот трубопровода, который служил бы компен-
сатором. .
При эксплуатации технологических трубопроводов следует
учитывать, что температура гидросмеси (например, бумажной
или древесной) в металлических трубах без теплоизоляции при
температуре наружного воздуха —25—35° G при транспортйро-
вании на 1 км снижается на 3—5°. В деревянных (многослойных
фанерных) трубопроводах при таких морозах- потери температуры
составляют 0,65—0,75 град!км. Поэтому в зимнее время при огра-
Рис. 67. Схемы установок с нагнетателями;
а — с подземными трубами; б — передвижной; / — компрессор; 2 — ресивер; 3, 5, 8,
9 — трубы; 4 — резервуар; б — приемник; 7 — манометр
ниченных расстояниях магистрального транспортирования до-
статочно обогревать зумпфы паром с тем, чтобы температура
гидросмеси на головной станции была возможно более высокой
(20—25° С), а у приемных устройств — не менее 0,5° С. При
остановках трубопровод следует немедленно освобождать от воды.
Схемы стационарной и передвижной установок с нагнетателями
показаны на рис. 67, а к б.
На отечественных предприятиях для запорных и предохрани-
тельных устройств применяют серийно выпускаемые клиновые
задвижки и обратные клапаны. Срок службы такой арматуры
в наиболее тяжелых условиях работы, при давлениях до 300 н!см\
составляет в среднем два месяца. Кемеровский завод «Стром-
машина» серийно выпускает фасонные части трубопроводов: об-
ратный клапан на диаметры 220—300 хи и давление до 100 ат\
сальниковый компенсатор типов СК-39 и СК-1 на диаметры 250—
350 мм и давление 100 ат; сальниковый шарнир типов СК-56
и СК-58 на диаметры 250—350 мм.
В последние годы ВНИИГидроуголь создал более совершенную
аппаратуру для трубопроводов. Так, для перекрывания по транс-
портным трубопроводам с односторонним рабочим давлением до
160
700 н!см* используется задвижка, состоящая из сварного корпуса,
полого поршня, масляного гидроцилиндра для управления за-
движкой и самоуплотняющегося запорного элемента. Составной
частью запорного элемента является сменное посадочное кольцо
с конусностью плоскости разъема 120°; под воротниковую ман-
жету по наружному размеру предусматривается проточка. По-
движная часть запорного элемента состоит из подвижного ста-
кана, приводимого в движение потоком рабочей жидкости, щеле-
вого и эластичного уплотнений. Время закрывания задвижки
25 сек, длина 740, ширина 885 и высота 650 мм; мощность дви-
гателя 1,7 кет. v
Около 10% применяемых запирающих устройств составляют
конические задвижки, в корпусе которых вращается цилиндри-
ческая или коническая пробка с отверстием, равным внутреннему
диаметру трубы. Преимущества конических задвижек следующие:
быстрота открывания и закрывания, минимальное количество
движущихся и соединительных частей, компактность. Конические
задвижки могут быть смываемые и несмываемые. В последних
пробка покрыта эластичным материалом или имеет эластичную
переходную втулку. Проходные отверстия в задвижках бывают
круглые, прямоугольные и в форме сопла Вентури. Конические
задвижки, применяющиеся в качестве обратных клапанов, имеют
откидной щиток, препятствующий обратному движению гидро-
смеси. Для 'изготовления таких задвижек пригоден любой кон-
струкционный материал. Допустимое давление в смазываемых
задвижках может достигать 350 н!см*, температура — 31,5°,
в несмазываемых соответственно 50 н!см* и 280° С. Размеры про-
ходного отверстия могут изменяться от 50 до 750 мм.
Видоизменением конических задвижек являются шаровые
(пробка имеет форму шара с седлами из фторополимеров и най-
лона). Плотность запирания обеспечивается давлением потока.
При малых давлениях седла могут быть поджаты пружиной.
Известна эксцентриковая конструкция шаровой* задвижки, не
требующая смазки и характеризующаяся плотным запирающим
действием даже в случае, когда шар и седло изготовлены из ме-
талла. Шар может быть выполнен из пластика, а седло из металла.
Преимущества шаровых задвижек: компактность, легкость уста-
новки, плотность запирающего действия. Размер проходного
отверстия может достигать 750 мм, рабочее давление 530 н!см\
температура 300° С.
В последнее время на поворотах трубопроводов стали применять
литые задвижки с гидравлическим приводом. В таких конструк-
циях значительному износу подвергается сменный вкладыш (запор-
ный башмак). Преимущество конструкции—возможность дроссе-
лировать поток по сравнительно большой поверхности. Полное
перекрытие потока производится после промывки трубопровода.
В задвижках, не удерживающих постоянный расход гидро-
смеси, устанавливают диафрагму, связанную с пружинным мано-
11 А. Е. Смолдырев	161
метром, на который задается расход гидросмеси. При повышении
давления в транспортной системе увеличивается перепад давления
на диафрагме, стрелка манометра приводит в движение рабочее
колесо, которое уменьшает проходное сечение вентиля.
Для регулирования расхода потоков применяют также про-
ходные вентили (на них приходится около 15% общего количества
запорной арматуры). Регулирование осуществляется с помощью
пробки или диска, закрывающих
отверстие, перпендикулярное оси
потока. Запорная пробка или диск
могут повертываться с помощью
гидравлической или пневматиче-
ской системы, управляемой дистан-
ционно (рис. 68).
Так как поток в вентилях совер-
шает два крутых поворота, потери
давления в них выше, чем в зад-
вижках. Применяют три основных
типа дисков: составные, металли-
ческие, конические. Составные
диски используют, в основном,
в задвижках для коррозионных
сред. В металлических дисках ма-
териалом служат твердые металлы,
способные разрушить осадок на
поверхности седла. Конический
диск имеет наименьшее сопротив-
ление истиранию и эрозии.
Седло клапана изготовляют
вместе с корпусом или делают его
сменным. Диаметр проходных вен-
тилей 50—750 мм. Вентили рассчи-
таны на давление до 175 н!см2 и
температуру до 540° С.
Дроссельные задвижки (рис. 69) используют для запирания
и регулирования расхода больших потоков при относительно
низких давлениях. Они и вызывают небольшие сопротивления.
Их нередко футеруют натуральным каучуком, неопреном. Для
более полного запирания применяют седла из упругих материалов.
Широко применяют задвижки с порогом (рис. 69) и без него.
Такие вентили имеют лучшие регулировочные характеристики,
чем вентили без порога. Известна конструкция мембранного
вентиля, обладающая такой же пропускной способностью, что
и обычные вентили, но лучше регулирующая малые расходы
потока. Сжимающее устройство вентиля состоит из двух частей.
При начальном поджатии шпинделя поднимается внутренняя
часть сжимающего устройства и центральная часть мембраны,
а затем уже внешняя часть. Мембраны изготовляют из натураль-
162
Рис 68 Переключатели трубопро-
вода с пневмоцилиндрами на двух-
камерное нагнетэтеле^
1 — задвижка, 2—камера, 3— коробка
с переключателем, 4 — пневмоцилиндр
Рис. 69. Дроссельная за-
движка:
/ — корпус; 2 — диск; 3 —
рукоятка
Рис. 70. Мембранная задвижка
с порогом:
/—шпиндель; 2—седло; 3 —мемб-
рана; 4 — порог
ного каучука, неопрена и бутадиенового каучука. Диаметр таких
вентилей 25—600 мм, рабочее давление достигает 20 н/смг, тем-
пература — 230° С (рис. 70).
Магистральные трубопроводы эксплуа-
тируются продолжительное время без про-
мывки, поэтому в нижней части труб накап-
ливаются тяжелые частицы. Полностью
удалить их во время профилактических
остановок трубопроводов путем промывки
водой практически невозможно. Поэтому
очистку труб следует совмещать с другими
профилактическими работами.
В отдельных случаях требуется перио-
дически регулировать производительность
трубопровода в ограниченных пределах.
Для установок технологического транспор-
та применение регулируемого привода в этих условиях связано
с повышенными расходами. Поэтому устанавливают специальные
дросселирующие устройства. Например, для регулирования вы-
пуска сгущенной гидросмеси на тру-
бопроводах предусматривают резино-
вые клапаны. Такие клапаны выпол-
няют в виде металлического кожуха
со стенками сфероидальной формы,
внутри которого расположен собст-
венно резиновый клапан с отверстием.
Клапан устанавливают так, что между
наружной его поверхностью и стен-
кой кожуха образуется пространство,
заполненное маслом.
На кожухе монтируют гидравли-
ческий поршневой ручной насос. Для
регулирования подачи системы про-
странство между кожухом и клапа-
ном заполняется маслом. В резуль-
тате повышения давления клапан рав-
номерно деформируется, сечение су-
жается и поток гидросмеси умень-
шается. При этом сечение отверстия
принимает обтекаемую форму, что
повышает долговечность клапана.
Один насос с приводом от электро-
двигателя и дистанционным управлением может подавать масло
для группы клапанов. Заметим, что задвижки с резиновыми
диафрагмами, принимающими при управлении ими форму трубы
Вентури, выполняются и в виде других конструкций.
Для регулирования расхода суспензий применяют также за-
жимные задвижки (вентили) в виде полой резиновой трубки с за-
11*	163
жимающим устройством (ручным, электрическим, гидравлическим).
Такие вентили отличаются хорошим сопротивлением абразивному
износу, малым перепадом давления. Размеры проходного отвер-
стия вентиля 25—700 лии, рабочая температура достигает 300° С,
давление -- 20 н!см*.
В вентилях золотникового типа для аварийного закрытия
клапана применяют соленоиды. В этом случае шпиндель вентиля
перемещается в поле обмоток соленоида. В больших вентилях
Рис. 71. Дистанционный переключатель потока гидросмеси:
/ — узел управления; 2,\4 — трубопроводы; 3 — заслонка
используют вспомогательный соленоид, контролирующий расход
гидросмеси, действующий на мембранный исполнительный меха-
низм главного вентиля. Вентили соленоидного типа могут выпол-
няться из различных материалов, проходное отверстие их 2,5—
100 мм, работают они при давлении до 700 н!см* и температуре
до 800° С.
Для изменения направления движения потока гидросмеси
применяют переключатели потока (рис. 71). Поворотная заслонка,
перекрывающая магистральный трубопровод, управляется ди-
станционно при помощи электромагнита, шарнирно связанного
с осью заслонки. Для предохранения заслонки от изгиба при
переключении потока отвод переключателя целесообразно на-
правлять под углом 45°. Более пологий угол отвода увеличивает
площадь заслонки и соответственно суммарную нагрузку на нее.
Дистанционные переключатели выполняют из стальной трубы
того же диаметра, что и основной трубопровод. В верхней отвод-
164
ной части переключатель имеет отверстие, закрываемое крышкой
с резиновым уплотнением. Это отверстие служит для проверки
исправности заслонки, которая должна плотно прилегать к своему
гнезду, так как неплотности вызывают утечки гидросмеси. Чтобы
предотвратить утечки через шейку оси заслонки, подшипники
оси устроены по принципу сальниковых уплотнителей.
Переключатель к основному и отводимому трубопроводам при-
соединяется фланцами. Применять сварные соединения не ре-
комендуется. При появлении неплотности между заслонкой и
корпусом и при проверке основного трубопровода может возник-
нуть необходимость в удалении переключателя. В этих случаях
сварные соединения будут пре-
пятствовать выполнению этой
операции.
В действие переключатель
приводится электромагнитом
типа КТМ-3, который устанав-
ливается над осью заслонки
переключателя. При нажатии
пусковой кнопки на пульте
управления включается электро-
магнит переключателя. Полный
ход сердечника соответствует
повороту заслонки из одного
кра'йнего положения в другое.
В исходном положении заслонка
закрывает проходное отверстие
Рис. 72. Схема заглушки
отвода. При включении электро-
магнита она полностью открывает это отверстие и перекрывает
основной трубопровод. В цепь электромагнита включена сигналь-
ная лампа, которая при полном повороте заслонки загорается,
а при возврате в исходное положение гаснет.
Для гидростатических испытаний трубопроводов применяют
заглушки различных конструкций (рис. 72). На конец трубы 1
надевают втулку 2, в которую вставляют вкладыш, разделенный
продольными прорезями на конические сегменты. Затем устанав-
ливают эластичную прокладку 4 и фланец 5 соединяют болтами
с втулкой 2. При затягивании гаек втулка 2 надвигается на ко-
нические сегменты вкладыша 3, вызывая тем самым плотное при-
жатие этими сегментами поверхности трубопровода. При дальней-
шем завинчивании гаек фланец 5 плотно прижимает прокладку 4
к торцу трубопровода /. К резьбовому отверстию а присоединяют
источник рабочей жидкости, используемой для опрессовки. Бла-
годаря зазору между фланцем и прокладкой 4 рабочая жидкость,
подаваемая под давлением, способствует дальнейшему уплотнению
прокладки 4. Для гашения пульсаций давления в магистральных
трубопроводах гидротранспорта с поршневыми насосами при-
меняют систему демпферов, заполненных определенным объемом
инертного газа. Демпфер каждого поршневого насоса системой
165
труб соединен с расходной емкостью (аккумулятором) гидросмеси
(также частично заполненный газом), через которую смесь нагне-
тается в трубопровод. При прямом ходе поршня газ в демпфере
сжимается, а при обратном — расширяется. Этим достигается
равномерная подача гидросмеси в аккумулятор. Давление газа
выравнивается через систему подводящих труб.
В трубопроводах при внезапных отключениях энергии, за-
купорке и внезапных изменениях режимов возникают гидрав-
лические удары, превышающие номинальное давление в 2.51—
3 раза. Для снижения усилий, действующих в гидротранспортной
системе, применяют гасители гидравлических ударов различных
конструкций.
6.	ОБОРУДОВАНИЕ ДЛЯ ПРИГОТОВЛЕНИЯ
ГИДРОСМЕСЕЙ
В различных технологических схемах применения гидротранс-
порта основными элементами являются устройства для приготов-
ления гидросмеси. В зависимости от технологической схемы гидро-
смесь приготовляют в специальных мешальных устройствах,
в зумпфе или в смесительном бункере. Мел, каолин, соду, сульфат
натрия и пески при надобности классифицируют (в том числе для
отделения крупного класса). Уголь и руды подвергают класси-
фикации, а затем измельчению до нужного гранулометрического
состава. Шлак размалывают в шаровой мельнице мокрого помола
с одновременной добавкой портландцемента до образования твер-
деющей закладочной смеси. Перед приготовлением кормовой
смеси исходные компоненты также проходят специальную под-
готовку (их режут, дробят, сортируют).
к Для поддержания постоянной плотности гидросмеси в транс-
пЬртной системе подачу материала и воды следует регулировать.
Прэтому при эксплуатации устройств для приготовления гидро-
смесей обычно возникает задача: определить плотность смеси
в зависимости от соотношения ее компонентов Т : Ж (по массе
или объему) или определить соотношение компонентов для полу-
чения гидросмеси заданной плотности.
Используя формулу (П.5) для объемной концентрации и фор-
мулу (П.6) для определения массовой концентрации гидросмеси,
можно выразить отношение Т: Ж следующей зависимостью:
T:M = s:(l —s).	(V.1)
По формулам (II.5), (II.6) и (V.1) находят плотность гидро-
смеси при известном отношении Т : Ж и наоборот. Например,
если требуется найти соотношение компонентов для приготовле-
ния суспензии каолина с плотностью 1120 кг!м3 (плотность као-
лина 2630 кг/м3), то, используя формулы (II.5) и (II.6), получим
s = 0,0687 и Sj = 0,16, далее по формуле (V.1) находим Т : Ж
(по объему) = 1 : 13,5 и Т : Ж = 1 : 5,15 (по массе).
166
Приготовление гидросмесей является важнейшим звеном в тех-
нологии трубопроводного транспорта. Процесс зависит от физико-
механических свойств исходных материалов, времени перемеши-
вания, способности компонента к дезинтеграции, а также кон-
структивных .особенностей смешивающего аппарата. Качество
приготовления гидросмеси, например, в смесителях определяется
равномерностью распределения исходных материалов, объемом
смешиваемых компонентов, размерами поверхностей лопастей,
скоростью вращения и т. д.
Рассмотрим некоторые типы оборудования, используемого
в различных отраслях промышленности для приготовления гидро-
смесей.
При рассмотрении технологической части особое внимание
уделяется водоснабжению. Наличие источника водоснабжения
определяет техническую возможность применения гидротранс-
порта. Если потребность в воде определяется последующим техно-
логическим процессом (мокрое обогащение угля, руд, приготовле-
ние мелового шлама на заводах и др.), а вода частично или пол-
ностью используется в этом процессе, то предпочтение отдают
прямоточному водоснабжению. При небольших расстояниях
транспортирования и отсутствии источника с необходимым рас-
ходом воды применяют кругооборотную схему водоснабжения
с восполнением потерь воды.
Системы гидротранспорта на большие расстояния включают
смесительные установки. Последние в зависимости от условий
технологии выполняют передвижными полустационарными или
стационарными. При добыче сырья (мела, каолина) в карьерах
мониторами или плавучими земснарядами применяют промежуточ-
ные устройства для классификации и сгущения.
Полустационарные смесительные устройства используют при
наличии нескольких пунктов сбора материала. Особенностью
таких устройств является наличие большой емкости. Зумпф
большой емкости обеспечивает гибкую и ритмичную работу
транспортной системы (и прежде всего, головной станции). Про-
стейшее смесительное устройство выполняется в виде бункера.
Для смешения классифицированного материала с водой в бункере
предусматривается наклонный металлический лист. Равномерное
распределение воды по площади смешения производится из
трубок с насадками. При образовании гидросмеси в полустацио-
нарных смесительных установках используются напоры струи
воды порядка 50—100 м вод. ст. Отмечаются повышенные расходы
воды и электроэнергии (необходимость последующего сгущения —
обработки гидросмеси).
Резкое снижение удельного расхода воды и электроэнергии
наблюдается при переходе на механическое смешение материала
с водой. Такое приготовление гидросмеси достигается в стацио-
нарных смесительных устройствах. Гидросмесь, образованная
стационарных устройствах, может иметь в соответствующих
167
Рис. 73. Схема бетоносмесителя
типа С-945
условиях стабильную плотность с отношением Т: Ж -*1:1. Поэтому
стационарные смесительные устройства применяют в основном
в комплексе головных станций для систем магистрального гидро-
транспорта различных материалов к потребителю. В комплекс
головных насосных станций в этом случае входят и установки для
подготовки материала (измельчения, обогащения и др.). Так соору-
жаются трубопроводы для угля, руд, концентратов и др.
Для приготовления бетонных смесей и строительных раство-
ров преимущественное распространение получили цикличные
смесители. Смесители непрерыв-
ного действия применяются зна-
чительно реже. Основные типы
современных циклических бетоно-
(растворо) смесителей могут быть
подразделены на две группы: грави-
тационные и с принудительным
смешением (13].
К преимуществам гравитацион-
ных смесителей относятся простота
конструкции, возможность работы
на смесях с крупным заполните-
лем, незначительный износ рабочих
элементов, малая энергоемкость и
простота обслуживания. Время на
приготовление смеси в таких уста-
новках 60—150 сек, полный цикл
с загрузкой компонентов смеси и выгрузкой смеси составляет
140—200 сек. Однако такие смесители неэкономично использо-
вать при приготовлении смесей с малой осадкой конуса.
Применение смесителей с принудительным смешением обуслов-
лено использованием в практике смесей с малой осадкой конуса
и интенсификацией процесса смешения. К преимуществам сме-
сителей с принудительным смешением относятся: возможность
приготовления смесей любой подвижности, меньшее время сме-
шения, наиболее* полное использование возможностей вяжущих
материалов. Время на смешение в таких установках составляет
30—90 сек, полный цикл 80—140 сек.
Смесители с принудительным смешением имеют ряд суще-
ственных недостатков: ограничение применения заполнителей по
крупности, значительный износ рабочих элементов, обусловлен-
ный большими скоростями смешения, высокая энергоемкость,
большая стоимость изготовления.
Кроме перечисленных двух основных типов смесителей, на
заводах, товарного и сборного бетона и железобетона, а также.на
растворосмесительных установках применяют турбулентные, виб-
рационные, дезинтеграторные и струйные смесители.
Основными узлами гравитационного бетоносмесителя являются
смесительный барабан, двигатель, редуктор, механизм поворота
168
и фиксации барабана и рамы с ходовой частью. Загрузка и сме-
шение происходят при положении барабана под углом 12°, вы-
грузка — под отрицательным углом до 40°. При транспортирова-
нии барабан устанавливается в верхнее положение под углом 45°
к горизонту. Бетоносмеситель смонтирован на раме, представ-
ляющей собой сварную конструкцию из листовой профильной
стали. Ходовая часть смесителя состоит из оси с двумя металли-
ческими колесами и дышла.
Для приготовления малоподвижных бетонных смесей (с боль-
шой плотностью заполнителей крупностью до 70 мм) и строитель-
ных растворов получили широкое распространение принудитель-
ные бетоносмесители. Такой бетоносмеситель (рис. 73) состоит
из неподвижной чаши 1 с крышкой 2, в центре которой распо-
ложено смешивающее устройство 3, укрепленное на выходном
валу мотор-редуктора 4. При загрузке чаши ковш 5 опрокиды-
вается. Механизм подъема ковша находится на раме 7. Дозиро-
вание и слив воды осуществляют через систему водопитания 6,
смонтированную на верхней раме. Время полного слива необ-
ходимого количества воды на один замес зависит от давления
в магистрали воды и составляет 13—18 сек, что соответствует
давлению 20—30 н!см*. Готовая смесь выгружается через разгру-
зочное устройство 9. Электроприборы размещены в коробке 8.
К современному оборудованию для приготовления дисперги-
рованных гидросмесей (целлюлозной массы, каолина, кальцини-
рованной соды, глинозема) относятся* гидро разбиватели .типа
ГРВ-01, ГРВ-02, ГРВ-03 и др. Различают гидроразбиватели
с вертикальным и с горизонтальным расположением вала. В одном
гидроразбивателе может быть один-два и даже четыре ротора.
Принцип - действия гидроразбивателя основан на. интенсивном
движении жидкости -и диспергируемого в ней материала, во время
которого на этот материал воздействуют механические и гидро-
динамические силы? Интенсивное движение создает лопастной
ротор, вращающийся в ванне гидроразбивателя емкостью 6—50 ж8.
В зависимости от установки и назначения гидроразбиватель
может использоваться как аппарат непрерывного или периоди-
ческого действия. При непрерывной работе гидроразбивателя
в ванну все время подается вода и подлежащий диспергированию
материал. При периодической работе гидроразбиватель, перера-
ботав партию материала, освобождается от нее, и цикл повто-
ряется. Например, так приготовляют каолиновую суспензию,
поскольку каолин является трудно диспергируемым материалом
и требуется значительное время для получения однородной
суспензии.
Гидроразбиватель (рис. 74) состоит из ванны 1, установленной
на опорах, и дискового ротора 2 с ножами, вращающегося от
двигателя через редукторную передачу. У некоторых гидрораз-
бивателей вращение ротора осуществляется клиноременной пере-
дачей.
169
Рис 74 Гидрораэбиватель типа
ГрВ-06
Вйнна гидроразбивателя сварная. Цилиндрическая часть ее
выполнена из стали толщиной 8 мм и представляет собой две
половины. Сферическая часть изготовлена из углеродистой стали
толщиной 10 мм и состоит из шести частей. Все части ванны со-
единены болтами. Нижняя часть ванны выполнена из чугунного
литья и крепится к верхней части болтами. Пространство между
литым корпусом и шаровым поясом ванны перекрыто шестью
перфорированными листами, обра-
зующими сменное сито. Перфора-
ция сита зависит от исходного
гранулометрического состава дис-
пергируемого материала. Напри*
мер, в каолине нередко встреча-
ются комки размером 100—200 мм.
Поэтому гидроразбиватели выпу-
скают с тремя комплектами сит,
диаметр перфорации которых 8,
12 и 15 мм.
Нижняя часть ванны имеет три
патрубка: через патрубок диамет-
ром 250 мм вводят готовую гидро-
смесь, через патрубок диаметром
150 мм сливают посторонние вклю-
чения из-под роторного простран-
ства, через третий патрубок диамет-
ром 250 мм производят чистку
гидроразбивателя. В пространстве
под перфорированным ситом соби-
рается готовая гидросмесь и отво-
дится через ‘подпорный ящик 3,
выполненный из листовой стали
толщиной 5 мм. Для предупреж-
дения коррозии внутренняя по-
верхность ящика покрыта хими-
чески стойкой эмалью.
Внутри ящика приварен переливной порог. Через патрубок
и ящик поступает из гидроразбивателя приготовленная гидро-
смесь и, переливаясь через переливной порог, попадает в зону
всасывания насоса. В днище ящика для промывки предусмотрен
патрубок диаметром 150 мм. Ящик имеет место для крепления при-
боров контроля и регулирования работы гидроразбивателя. На вы-
ходном патрубке ящика диаметром 250 мм крепится термопара,
а на крышке ящика установлена пьезометрическая трубка уровня.
Дисковый ротор выполнен из чугунного литья и имеет большие
и малые разбивающие ножи. Ножи представляют собой кольце-
вую отливку из нержавеющей стали. Такое устройство измель-
чающих ножей позволяет надежно крепить их к ротору и при
необходимости быстро заменять.
170
з
Рис. 75. Схема нагне-
тателя смесителя:
/—резервуар, 2 и 3— ле-
вый патрубок с затвором,
4 и 5 — правый патрубок
с затвором; 6 — прием-
ный патрубок; 7 — сме-
. ситель эмпеллер
Подшипниковый узел в вертикальном положении крепится
к нижней части ванны. Вал ротора установлен на подшипниках
качения. Верхний подшипник радиальный шариковый, нижний —
радиальный роликовый, выполняющий функции плавающего
подшипника. Для восприятия осевой нагруз-
ки установлен упорный шарикоподшипник 4,
являющейся важным элементом конструкции.
Для условий транспортирования высоко-
концентрированных гидросмесей, склонных
к расслоению или требующих перемешйва-
ния при добавлении поверхностно-активных
веществ, применяют нагнетатели-смесители
по схеме рис. 75. К нему подсоединяется
обычно два трубопровода разных направле-
ний, перекачивание по которым ведется
поочередно.
Следует отметить, что рассмотренные кон-
структивные схемы устройств для пригото-
вления гидросмесей в основном еще не отве-
чают требованиям оптимального ведения под-
готовки гидросмесей к транспортированию
и другим технологическим операциям. При
проектировании таких устройств следует до
накопления соответствующего опыта по при-
менению отдельных конструкций пользо-
ваться материалами проектирования и реко-
мендациями по применению устройств для приготовления (клас-
сификации, дезинтеграции, сгущения и др.), принятыми в обо-
гащении. Технология трубопроводного транспорта твердых ма-
териалов в основных отраслях производства пока еще остается
недостаточно разработанной.
Глава V. ПРОЕКТИРОВАНИЕ И РАСЧЕТ,
ТРУБОПРОВОДОВ
1. ПРИБЛИЖЕННАЯ МЕТОДИКА РАСЧЕТА ПАРАМЕТРОВ
ТРУБОПРОВОДОВ
Исходными данными для расчета обычно являются: произво-
дительность установки по твердой фазе Q, или расход воды Qo;
расстояние по горизонтали L и по вертикали И, плотность ма-
териала и его гранулометрический состав. Задача состоит в опре-
делении диаметра трубопровода D, мощности привода N и типо-
размера насоса. Возможен случай, когда для трубопровода дан-
ной транспортной системы диаметром D и привода мощностью N
определенного типа насоса требуется найти максимально воз-
можную производительность по твердой фазе и расход воды.
При использовании для подачи гидросмеси пневматических нагне-
тателей требуется дополнительно рассчитать соответствующие
заданной производительности компрессор, ресивер и другое тех-
нологическое оборудование, необходимое для этих целей.
Одним из основных расчетных параметров транспортирования
являются удельные потери давления при движении концентри-
рованной гидросмеси, определяемые в зависимости от режима
движения. Наиболее часто реализуемым на практике является
структурный режим движения. Поэтому изложение методов рас-
чета дается применительно, прежде всего, к структурному ре-
жиму течения гидросмесей.
Расчет гидравлических сопротивлений по упрощенной формуле
Букингама. Гидравлические сопротивления при структурном
режиме течения концентрированных гидросмесей по трубам
определяются структурной вязкостью г] и динамическим напря-
жением сдвига 9а. Обычно результаты измерений реологических
констант обрабатывают в соответствии с методикой, изложенной
в гл. III. При этом данные,, полученные на полупромышленных
установках, оказываются наиболее достоверными.
Для приближенных инженерных расчетов часто целесообразно
использовать упрощенную формулу Букингама, записанную в виде
I = id + in = 40а /Dpog + 32ur|/D*pog. (V.2)
В этом случае:
динамическое напряжение сдвига в н/ж*
0а = i'aDpog/4;	(V.3)
172
структурная вязкость । в н-сек!м*
т| = (D*Pog/32u) (i - id),	(V.4)
где ig — динамический уклон в %; р0—плотность жидкости,
столбом которой измеряется величина ia, в кг!м*.
Формула (V.2) с удовлетворительной для инженерных расчетом
точностью обобщает многочисленные данные измерений. Заметим,
что в уравнении (V.2) первый член в правой части характеризует
влияние вязко-пластичных свойств (обычно неизменных для дан-
ных s и D), а второй — вязкостных; для переходной фазы движе-
ния, соответствующей переходному режиму течения, = 0.
Рис. 76. Влияние условий транспортирования на реологические параметры
водоугольной смеси:
а — в- (D) при s » 0,35, б — т) (D), 1 — s = 0,25; 2 — s « 0,3, 3 — s = 0,35,
4 —s = 0,4
Анализ данных измерений показывает, что величина т] возра-
стает с повышением концентрации гидросмеси. 'С увеличением
концентрации возрастает и 95, особенно при s > 0,25, когда
наблюдается резкий перегиб кривой (s). Поэтому, как отме-
чалось, перемещение смесей с высокими концентрациями (s бо-
лее 0,3) связано, с резким увеличением гидравлических сопро-
тивлений.
При выполнении инженерных расчетов следует учитывать, что
значения 0д повышаются с увеличением диаметра труб (рис. 76),
поэтому данные измерений на вискозиметрах должны пересчиты-
ваться, например, для диспергированной водоугольной смеси
для труб диаметром более 0,15 м и s > 0,35. В этом отношении,
например, опыты В. И. Гоштовта показали, что диспергирован-
ные водо-антрацитовые смеси по сравнению с гидросмесями из
газовых углей при одних и тех же-значениях s и'крупности харак-
теризуются повышенными значениями 0$ (вследствие более проч-
ной структуры).
В свою очередь, по измерениям для диспергированных водо-
угольных смесей с концентратами в пределах s = 0,2-т-0,4 для
173
труб диаметром 150—600 мм отмечается, что реологические пара-
метры структурной вязкости находятся в пределах т) = 0,05ч-
4-0,08 Н'Сек!м*, а минимальная вязкость зависит от диаметра
труб (рис. 76). Последний факт можно объяснить наличием в ги-
дросмеси вне пределов структурного режима определенных струк-
турных связей, которые проявляются тем значительней, чем
больше величина D.
Как уже отмечалось, наиболее достоверные результаты изме-
рений реологических констант получают при гидравлических
исследованиях на промышленных трубопроводах. Опыт показы-
вает, что величины т| и 0в не являются константами в полном
смысле слова, так как они зависят от типоразмера применяемого
прибора. При определении реологических констант с помощью
ротационных вискозиметров отмечается зависимость результатов
измерений от масштабного фактора.
Вместе с тем для отдельных гидросмесей вёличина гидравличе-
ских сопротивлений в трудах диаметром 100—250 мм в струк-
турном режиме определяется главным образом величиной дина-
мического напряжения сдвига (работы ИГД им. А. А. Скочин-
ского). Поэтому при исследовании реологических свойств таких
гидросмесей (например, отдельных видов водо-угольных смесей)
на вискозиметре РВ-8 основное внимание уделяют определению
величины 9а. Для сравнения результатов реологических иссле-
дований в трубах и вискозиметре РВ-8 зависимость между зна-
чениями (% и т)', определенными на вискозиметре, и 0<j и т], вы-
численными на трубах, представляют в виде отношения вели-
чин 0<з/0а, т]7т| в функции от диаметра.
Для указанного диапазона диаметров труб приближенно для
ориентировочного расчета потерь давления можно использовать
величину 0<?, определенную на вискозиметре РВ-8. При этом
значение структурной вязкости принимается в пределах 0,5—
1 н-сек/м3.
Попытки использовать результаты измерений на ротационных
вискозиметрах предпринимались неоднократно при исследова-
ниях глинистых, торфяных, илистых, меловых, содовых, каоли-
новых суспензий, кормовых смесей. Почти во всех случаях отме-
чалось, что Од > При этом разница была тем больше, чем
меньше зазор между коаксиальными цилиндрами вискозиметра.
Изменение же величины т) имеет обратную зависимость. Поэтому
рекомендуется в отдельных случаях использовать данные виско-
зиметрии только после сравнения с результатами измерений
в трубах.
| Расчет гидравлических сопротивлений с учетом относительного
ядра потока. Особенности движения концентрированных гидро-
смесей в трубах большого диаметра обусловливают Подбор линей-
ной аппроксимации уравнения Букингама для предварительно
установленного диапазона изменений относительного ядра потока.
Выражая уравнение (III.7) относительно гидравлического уклона,
174
получим
i = (4Ь/а) (0e/Dyo) 4- (32/а) (W^Poff)-	(V.5)
В этом случае
динамическое напряжение сдвига в к/лс2
0а = aDpoga/46;	(V.6)
структурная вязкость в Н'Сёк!м*
т| = a/32D2Pog (4 - га)/(Ы1 - «8),	(V.7)
где t\; ц; и2 — значения координат д^ух произвольных точек»
взятых на кривой течения i (и).
Прямолинейное расположение точек на экспериментальной
кривой для различных гидросмесей дает основания для выбора
линейной аппроксимации уравнения Букингама. В использовании
болеё сложных уравнений кривых аппроксимации нет надобности
вследствие значительного в этом случае усложнения расчетных
формул при малом выигрыше в точности расчетов.
Данный метод расчета базируется на допущении о существо-
вании пропорциональной зависимости между отношениями r0IR
и т0/т (в соответствии с основным положением гипотезы Шведова-
Бингама). Попытка проверить это положение показала, что
отношение т0/т с увеличением расхода гидросмеси уменьшается,
но значительно быстрее, чем предполагается по гипотезе Шведова-
Бингама. Логично предположить, что напряжение сдвига на
поверхности ядра потока может зависеть от скорости движения,
поскольку с увеличением скорости движения формируется более
полный профиль скоростей и тем четче, чем больше скорость
потока. Установлено, что в трубах малого диаметра этот фактор
заметно проявляется при меньших скоростях (из-за влияния
сближенных границ), в трубах же большого диаметра он прояв-
ляется в меньшей степени. Поэтому к началу турбулизации
ядро потока имеет конечный размер.
Определение границ ядра потока перед началом турбулентного
течения гидросмеси является основным моментом при использо-
вании данного метода расчета. Достоверные данные для расчета
по этому методу можно установить при проведении соответству-
ющих исследований кинематических характеристик движения
концентрированных гидросмесей в различных режимах движения.
Расчет гидравлических сопротивлений по значениям if и
da/dr на стенке трубы. В некоторых случаях удовлетворительную
сходимость с опытными данными дает метод расчета гидравличе-
ских сопротивлений по значениям эффективной вязкости if и
градиенту скорости на стенке трубопровода. Метод основан на
допущении, что для данной гидросмеси при одинаковом градиенте
скорости на стенке трубы и стенке цилиндра ротационного виско-
зиметра значения if равны между собой.
175
На основании приведенного анализа (см. гл. Н) можно за-
писать
т|' = Я + % (du/dr).	(V.8)
Формула (V.8) отражает итоговую характеристику сопротив-
лений сдвигу гидросмеси. Для определения величин т)' необхо-
димо знать градиент скорости. Последовательность расчета ги-
дравлических сопротивлений по этому методу следующая. По
заданной скорости движения гидросмеси и и известному закону
изменения градиента скорости в поперечном сечении определяют
градиент скорости на стенке трубы. Далее, по опытным данным,
полученным на ротационном вискозиметре, для того же значе-
ния du/dr на стенке вращающегося цилиндра вычисляют значе-
ние г]' для данной гидросмеси, затем по формуле Пуазейля
i = 32ui[m/(Diptg) -
определяют гидравлический уклон при т|т — л'*
Основная трудность расчета по этому методу заключена в не-
обходимости определения зависимости изменения градиента ско-
рости по сечению трубы и в зазоре ротационного вискозиметра.
Для ротационного вискозиметра с малым радиальным зазором
градиент скорости можно принять постоянным и равным
du/dr = и/&R,
где и — линейная скорость на поверхности вращающегося ци-
линдра; Д/? — радиальный зазор между цилиндрами.
Допустим, что при течении вязко-пластичной гидросмеси
эпюра распределения скорости по сечению близка к эпюре рас-
пределения скорости при ламинарном течении ньютоновской
жидкости. Тогда du/dr на стенке трубы равно Ьи/R (на этом пред-
положении основан, кстати, метод расчета по упрощенной фор-
муле Букингама). В гидравлике глинистых растворов и торфя-
ных масс отношение duldr на стенке трубы принимают равным
Зи/R. Имеются и другие зависимости для вычисления du/dr.
Выбор того или другого выражения для du/dr возможен только
при сравнении опытной зависимости т (du/dr), полученной по
данным измерений в трубах, и аналогичной зависимости, по-
строенной по данным измерений на ротационном вискозиметре.
Например, как отмечалось, для диспергированной водо-угольной
гидросмеси сопоставление зависимостей т (du/dr) для трубы и
ротационного вискозиметра показало, что опытные и расчетные
зависимости близки одна к другой в случае определения гра-
диента скорости на стенке трубы по формуле Зи/R.
Расчет гидравлических сопротивлений с учетом пристенного
эффекта. Если экспериментальные кривые т (du/dr), полученные
при движении концентрированной гидросмеси по трубам разного
диаметра, отличаются одна от другой в области структурного
176
режима, то это показывает на возможность проявления пристен-
ного эффекта в потоке.
Для определения поправки на пристенный эффект в уравне-
нии (III.8) необходимо установить толщину пристенного слоя.
Выше (см. гл. II) был изложен способ определения б, основанный
на использовании экспериментальных профилей скоростей по
сечению. Однако получение профилей скоростей при движении
гидросмесей всегда сопряжено с определенными трудностями.
Поэтому ниже излагается способ определения б, основанный на
использовании уравнения (III.8), которое с учетом подстановки
xR = kpR/21 можно переписать в виде
4«/Я = I/т» (т — 8а) + т (бА]0) (4/7?).
Полагаем, что толщина пристенного слоя б является только
функцией т. Тогда для т = const приведенное уравнение примет
вид -
4и/7? = с + d (4//?),
где
с = (1/T|) (т — еа); d = т (б/по).
Величину пристенного слоя можно определить расчетным
путем, используя для этого график зависимости 4u//? = f (4/7?)
при постоянной т [27]. Значения 4и/7? и 4/7? могут быть легко
получены из графиков зависимости х (du/dr) для различных
значений х = const. Измеряя тангенсы углов наклона линий
для тх = const, та = const и т. д., на графике 4u/R (4//?) опре-
деляем угловые коэффициенты и из формулы находим величину
пристенного слоя б, при этом вязкость дисперсионной среды т|0
полагаем известной.
Затем, уточняя величину градиента скорости на границе
слоя толщиной б, производя при этом графическое вычитание
значений 4и/Л из соответствующих экспериментальных значе-
ний 4«//? для ?! = const и т. д., строим реологическую кривую
х (du/dr), характеризующую течение вязко-пластичной гидро-
смеси в объемных слоях. Далее по известному методу (см. гл. II)
находим истинные значения т] и Ва. Для вычисления гидравли-
ческого уклона в % используем формулу
i = (40dD + 32мт]):(8Ррябт|/По + PgDz),
полученную в результате преобразования уравнения (III.9).
Необходимо заметить, что проявление пристенного эффекта при
движении вязко-пластичных гидросмесей способствует снижению
гидравлических сопротивлений, поскольку пристенный слой играет
роль смазки.
Расчет гидравлических сопротивлений при движении гидро-
смеси в переходном и турбулентном режимах. Полное разрушение
ядра потока концентрированной гидросмеси в основном проис-
ходит в переходной фазе движения от структурного режима к тур-
12 А. Е. Смолдырев	177
булентному (см. гл. III). В этом режиме влиянйК структурных
связей на движение сведено к минимуму. В этом случае в первом
приближении течение потока можно рассматривать подобным
ламинарному течению вязкой жидкости в трубе.
Гидравлический уклон при движении гидросмеси в переход*
ном режиме тогда можно определить по формуле Пуазейля:
i = 32uV0aP£.
где т]т — минимальное значение структурной вязкости.
При обработке результатов измерений реологических констант
рекомендуется минимальную вязкость в н-сек!м* вычислять по
формуле
Ли = ZD’pg/32u.
В режиме турбулентного течения для расчета потерь напора
(или удельных потерь давления) следует пользоваться формулами
и рекомендациями, приведенными выше.
* Как уже отмечалось, особенности движения диспергирован-
ных гидросмесей в режимах переходном и турбулентном обуслов-
лены остающимися в потоке (даже при больших значениях duldr)
структурными связями. Их эффект во многом зависит от размера
потока (диаметра D) и физико-механических свойств данной
гидросмеси. Поэтому приводимые выше расчетные зависимости
и рекомендации следует уточнять по мере накопления экспери-
ментального материала.
Расчет гидравлических сопротивлений по формуле Дарси-
Вейсбаха. Представляет практическое значение метод расчета
потерь напора для концентрированных гидросмесей, основанный
на использовании уравнения Букингама* представленного в кри-
териальной форме:
Eu (Re*).
Эта зависимость обобщает рассмотренные выше случаи дви-
жения диспергированных гидросмесей. Потери напора при дви-
жении определяют по формуле Дарси-Вейсбаха, а безразмерный
коэффициент %, входящий в эту формулу, является функцией
обобщенного параметра Re*. Число Re* в каждом конкретном
случае учитывает соотношение сил, воздействующих на поток,
и особенности движения данной дисперсной системы.
Следует отметить, что рассматриваемая методика расчета ба-
зируется на правомерности использования отмеченных выше
приближений [прежде всего, в отношении зависимостей xl(duldr)
и 0a(D)]. Она не дает принципиальных преимуществ в отно-
шении обоснования достоверности расчета по сравнению с изло-
женными методами. Вместе с тем, при ее использовании дости-
гается общность гидравлической оценки отдельных режимов
течения жидкости, включая диспергированные гидросмеси.
Как обычно, в гидравлике итоговую характеристику движения
гидросмесей для различных режимов течения можно представить
178
в виде зависимости % (Re*) — для структурного режима, A. (Re') —
для переходного режима, X (Re) — для турбулентного режима.
При этом анализ многочисленных исследований, выполненных
при изучении движения вязко-пластичных гидросмесей каолина,
глины, соды, мела, сульфата натрия, угля, торфа, шламов, кор-,
мов, навоза и других материалов в трубах различного диаметра,
свидетельствует о возможности применения формулы Дарси-
Вейсбаха, если известны соотношения для коэффициента X.
В общем случае для определения коэффициента X необходимо
вычислить структурную вязкость, динамическое напряжение
сдвига, относительный размер ядра потока и т. д. по приведенным
ранее формулам. Поэтому те трудности, о которых упоминалось
выше, сохраняются и при использовании формулы* Дарси-
Вейсбаха.
Рекомендации по выполнению расчета. Расчеты выполняются
для различных случаев транспортирования гидросмесей. Для
каждого случая транспортирования рекомендуются соответству-
ющие формулы для определения гидравлических сопротивлений.
При расчете трубопроводов для концентрированных гидро-
смесей можно назначать* такие величины рабочих скоростей,
которые соответствовали бы наименьшей суммарной стоимости
сооружения. В первом приближении этому условию отвечают
следующие расчетные данные:
- D в м и в ж/с«к и в м D в ж/с«к D в м ив ж/сек
0.5	1.21—1,56	‘ 0,8	1,36—1,78	1,1	1,46—1,9
0,6	1,26—1,61	0,9	1,38—1,8	1,2	1,47—1,95
0,7	1,27—1,69	1,0	1,43—1,85	1,4	1,54—2,0
Для ориентировочных подсчетов можно использовать фор-
мулу D = 1,25 VQ (где Q в м.1се$. Как показывает опыт, маги-
стральные трубопроводы рентабельнее строить и эксплуатировать
в одну линию.
При этом надо учитывать, что в случае гидравлического удара
кйксимальный напор в трубопроводе, как известно, может дости-
гать Ящах — ЗНст + a'ujg (где Нт — статический напор, «0 —
скорость движения до удара, а! — параметр процесса). Поэтому
установки оборудуют специальными устройствами (например,
гасителями гидравлических* ударов).
Полные потери давления
Я = Я* + Яж + Яя,	(V.9)
где Нк — линейнце потери давления; Нм — местные гидравли-
ческие потери давления; Нп — потери давления на преодоление
разности высот между концом и началом трубопровода.
Значение Ял вычисляют по соответствующим формулам, при-
веденным выше, с учетом особенностей движения данной кон-
центрированной гидросмеси. При определении числа Re* следует
помнить, что смена структурного, режима переходным наступает
12*	179
при числе Re* = (1,54-3,0) 10s в зависимости от Диаметра труб
и концентрации гидросмеси. Турбулентный режим наблюдается
при числе Re = (З-т-4) • 103, причем коэффициент А уже не за-
висит от числа Re.
Если гидротранспортная установка применяется для пере-
мещения смесей на расстояние не более 500 м, то величина Нм
рассчитывается по формулам, приведенным в гл. Ш. При больших
расстояниях подачи материала принимают Нм = 0,1Нк.
Потери давления на трение при движении концентрированных
смесей в вертикальных трубах в первом приближении можно
определить так:
Hh = Лр/ро,	(V.10)
где Л — высота подъема смеси.
При перемещении концентрированных гидросмесей материа-
лов, растворяющихся в воде или в каких-либо химических реаген-
тах, необходимо помнить, что дисперсионная среда такой гидро-
смеси представлена насыщенным раствором соли (например,
раствором кальцинированной соды, раствором поваренной соли,
раствором глинозема, раствором сульфата натрия в черном ще-
локе и т. д.). Поэтому в соответствующих формулах должны ис-
пользоваться величины для насыщенных растворов.
При перекачивании по трубам бетонных смесей лучшие пока-
затели по расходу цемента достигаются при В/Ц = 0,6 4-0,65.
Добавление хлористого кальция в количестве до 4% от массы
цемента увеличивает подвижность смеси (по осадке конуса на
10—20%). Для таких транспортных систем трубы диаметром
менее 100 мм не рекомендуются. Наилучшие результаты полу-
чены на трубах диаметром более 150 мм при соотношении компо-
нентов (цемента, песка и щебня размером 10—20 мм) в пределах
1 : 1,2 : 2,5 (3) при В/Ц = 0,6 и 1 : 1,5 : 3 (3,5) при В/Ц = 0,65.
Осадка конуса должна оставаться в пределах 10—11 см- При
транспортировании таких смесей по восходящим трубопроводам
гидравлические сопротивления складываются из гидростатических
(50—60%), на трение (25—30%) и сопротивления от инерционных
и других факторов (10—15%).
При транспортировании высококонцентрированных гидро-
смесей угля, мела, каолина, глины и других материалов с добав-
ками соответствующих поверхностно-активных веществ следует
тщательно уточнять значения реологических параметров гидро-
смеси, поскольку неучет воздействия добавок на величины т)
и приведет к резкому завышению гидравлических сопротивле-
ний и повышению эксплуатационных затрат.
Новые стальные трубы до шлифования их потоком гидросмеси
имеют среднюю высоту выступов шероховатости в нижней по-
ловине около 40—50 лскм, а после шлифования — около 20 мкм,
при этом разница в потерях давления у шлифованных и новых
труб достигает 30%.
180 ‘
В практику трубопроводного транспорта внедряются стеклян-
ные, пластиковые и асбестоцементные трубы. Например, трубы
из винипласта диаметром 150 мм (при толщине стенки до 8 мм)
выдерживают давление свыше 60 н!см*. Полиэтиленовые трубы
рассчитаны на рабочее давление до 180 н!см*\ морозостойки, но
разрушаются под действием различных масел. Они на 40% легче
труб из винипласта и в 8 раз легче стальных. Потери давления
в винипластовых.трубопроводах более чем в 2 раза меньше, чем
в стальных (гидравлически гладких). При расчете асбоцементных
труб нельзя пользоваться формулами гидравлики для гидравли-
ческих гладких труб (хотя за рубежом, например в США, так
считают), так как сопротивление у них на 20—25% выше, чем
у стальных — гидравлически гладких.
Расчет параметров самотечного гидравлического транспорта
сводится к определению потребного уклона и размеров лотка
(желоба) в зависимости' от производительности установки и ха-
рактеристики перемещаемой гидросмеси.
При перемещении высококонцентрированных гидросмесей (на-
пример, навозной массы) в режиме с практически неразрушенной
структурой можно принимать наивыгоднейшим отношением b!h —
— 1 (где b ширина лотка по дну, h — глубина лотка). Высота
наполнения лотков чаще всего примерно соответствует глубине.
Для приближенных расчетов лотков (обычно с гладкими металли-
ческими, бетонными или деревянными стенками) можно пользо-
ваться формулой (III. 11).
Необходимо .отметить, что использование величины т0, опре-
деленной на вискозиметре, при расчете лотка дает завышенный
результат, поскольку движение гидросмесей высокой концентра-
ции в шведовском режиме происходит с проявлением пристенного
эффекта. Поэтому на практике перемещение такой гидросмеси
начинается уже при уклоне лотка 0,5%, что не соответствует
значению т0.
При расчете параметров транспортирования гидросмесей пнев-
матическими нагнетателями необходимо знать производительность
установки Q и потери давления в транспортном трубопроводе
при данной производительности. Располагая этими данными,
можно определить потребный диаметр транспортного трубопро-
вода и выбрать компрессор, ресивер и другое технологическое
оборудование. Для предварительного определения диаметра тру-
бопровода необходимо установить допустимую величину суммар-
ных потерь давления (линейных, местных и на подъем материала).
Произведение суммарных потерь напора на плотность гидро-
смеси даст величину рабочего давления в системе транспортной
установки в н!см2-.
&Рр = 2 Hpg.
Эта величина не должна превышать значений, принятых для
технологического оборудования. Большинство пневматического
.181
оборудования (компрессоры, ресиверы, трубопроводы и т. д.),
выпускаемого отечественной промышленностью, предназначено
на давление 60 н/см1. Расчетный гидравлический уклон в этом
случае
ip = Hlh.
Расчетный диаметр трубопровода находят путем решения
соответствующего уравнения, при подстановке в него ip и значе-
ний реологических параметров гидросмесей.
Опыт эксплуатации пневматических нагнетателей показывает,
что в процессе пневматической подачи гидросмеси через неплот-
ности в воздухопроводах, в штуцерах компрессоров и ресиверов,
в переключателях потока и т. д. значительное количество сжатого
воздуха (10—30%) теряется. С достаточной точностью величину
потери сжатого воздуха можно принять равной 15% от общей
производительности компрессорной установки, т. е. коэффициент
утечки сжатого воздуха будет равен 0,85.
Пересчет рабочих характеристик насосов с воды на гидросмесь.
Учитывая, что характеристики* насосов обычно приводятся
в ГОСТах при работе на воде, важно получить расчетные зави-
симости для пересчета характеристик насосов с воды на гидро-
смесь. Для этой цели используют данные стендовых испытаний
насосов на различных гидросмесях.
Рассмотрим работу насоса на гидросмеси с различной кон-
центрацией, перемещаемой в заданном трубопроводе. Для этого
воспользуемся результатами стендовых испытаний насоса для
перекачивания диспергированной водо-угольной смеси. (см.
рис. 60). Уголь в опытах был представлен классами: 3—1 мм—
23%, 1—0,2 мм — 38% и 0,2 мм — 39%. -Как следует из графика
на рис. 60, концентрация гидросмеси существенно влияет на пара-
метры рабочей точки. При этом с повышением величины з макси-
мально достижимая подача (расход) резка падает, а потребление
мощности возрастает по сравнению с мощностью при работе
насоса на воде*. Изменяется также расположение кривой Н (Q)
для разных концентраций (приГэтом примерно при s & со-
храняется пропорциональность 'Н и р).
При s > 0,35 (т. е. при sj>'sKP) резко изменяется потребление
мощности, проявляется существенное несоответствие между вса-
сывающей и нагнетательной способностями насоса, значительно
снижается высота всасывания из-за повышения сопротивлений
во всасывающем трубопроводе. В этих условиях насос более
целесообразно располагать ниже уровня смеси в зумпфе.
Следует учитывать также, что при з 0,5 и работе с диспер-
гированными гидросмесями потребление мощности может повы-
ситься в 1,5 раза, а к. п. д. насоса уменьшиться на 20%.
Основные экспериментальные данные для пересчета рабочих
характеристик центробежных насосов с воды на гидросмесь полу-
чены для обычных гидросмесей с крупными классами твердых
182
кйТёрналов (или в смеси с мелкими классами). Для концентри-
рованных гидросмесей имеющийся экспериментальный материал
получен в основном для концентраций при s sKP.
Выполнены многочисленные измерения на нескольких типо-
размерах машин — усовершенствованных моделях насосов ГР,
ЗГМ, УВ и других при перекаливании гидросмесей, представ-
ленных измельченным углем и различными горными породами.
Типичные рабочие и кавитационные характеристики центробеж-
ных насосов для различных гидросмесей имеются в литера-
туре [31].
Данные стендовых испытаний подтверждают описанные выше
особенности работы насосов на гидросмесях. Оказалось, что
напор при работе насоса зависит от концентрации slt к. п. д. г]г
и 1^, а также от коэффициента <р. Определяющими факторами
являются р (или Si) и особенности конструкций. Размерностный
анализ дает следующие основные безразмерные параметры:
(Я—Яо)/Яо и (р-ро)/Ро.
где Н и Но — в м вод. ст.
Тогда искомое уравнение примет вид
(Я - Яо)/Яо = К' [(р - р0)/ро]",	(V. 11)
где К! — коэффициент, учитывающий особенности конструкции;
п — показатель степени, учитывающий неоднородность протека-
ющей жидкости.
Обработка многочисленных данных стендовых испытаний раз-
личного типа насосов показывает, что с достаточной для практики
точностью п — 0,85 = const для всех испытанных типов насосов
для гидросмесей. В то же время величина К! принимает различ-
ные значения, например, для землесосов типа ГР К' — 0,5; для
углесосов и землесосов типов УВ, 20П-11 и 1000-80 К.* = 0,6.
Мощность, потребляемая насосом при работе на воде и на гидро-
смеси, также различна (хотя, как и на другие характеристики,
влияние крупности частиц также практически не обнаружено).
Мощность на валу соответственно при работе на воде и гидро-
смеси
Яо = Qo^oPo/(102t]o) и Я = QHpgl
Так как определяем потребляемые мощности при одинаковом
дебите для воды и гидросмеси, то
Я = Я0Ят]о/(Яот]в).
По опытным данным, отношение т]^в/т]об изменяется от 1 да
1,2 (в зависимости от плотности гидросмеси). Поэтому для рас-
чета мощности насоса при его работе на гидросмеси можно поль-
зоваться приближенной формулой
Я = Яор/ро-	(V.12)
183
При пересчете рабочих характеристик насоса с воды на гидро-
смесь необходимо проверять соответствие заданного расхода
гидросмеси расходу, развиваемому насосом при данном значе-
нии s (или р). Такую проверку рекомендуется производить по
формуле (для s < sKp)
Q Qmax/l»lp/Po»	(V.13)
где Qmax — максимальный расход, развиваемый на воде.
Этот расход полезно проверить и с учетом характеристики
всасывающей линии.
Таким образом методика приведения характеристик насоса
к условиям работы его на гидросмеси следующая. Заданы мощ-
ность насоса No И его напор Но при подаче воды. Необходимо
определить мощность насоса N и развиваемый им напор при том
же расходе, когда насос перекачивает гидросмесь плотностью р.
1.	Мощность, потребляемую насосом, вычисляют по формуле
(V.12).
2.	Напор, развиваемый насосом, определяют поформуле(У. 11).
Зависимости (V. 11) и (V.12) справедливы, как отмечалось, до
определенных значений плотности гидросмеси, поскольку при $ >
> sKP для концентрированных гидросмесей резко возрастают зна-
чения параметров т) и 0$.
Помимо рассмотренного выше примера с водо-угольной смесью,
приведем данные для кормовой смеси плотностью 1100 кг/м3 и
влажностью менее 80%, а также для целлюлозной массы с р
1000 кг/м? и концентрацией более 5%. Действительные напор
и потребляемая мощность при р^ркр отличны от таковых, под-
считанных по формулам (V.11) и (V.12). Величины ркр должны
устанавливаться для каждой гидросмеси только после совмест-
ного анализа зависимостей т) (s, t, pH и т. д.), 0а (s> pH и т. д.)
и рабочих характеристик насоса. Поэтому для этих условий пра-
вомерен и другой подход к решению этой задачи.
В основу рассматриваемого метода пересчета рабочих харак-
теристик положены следующие предпосылки. Полагаем, что
режим движения вязко-пластичной гидросмеси в насосе харак-
теризуется полностью разрушенной структурой, и поэтому физи-
ческие свойства гидросмеси определяются минимальным значе-
нием структурной ВЯЗКОСТИ Т]т и плотностью. При постоянном
числе оборотов рабочего колеса подача и напор насосов, отвечаю-
щие данному к. п. д., для различных вязко-пластичных гидро-
смесей изменяются, не нарушая коэффициента быстроходности па.
Следовательно, из формулы па = 3,5л VQJH*1* можно записать
VQo/Ho,* = VrQ/H*/*.	(V.14)
Из формулы (V.14) можно найти
Н = (Q/Qo)7’ Яо или Н = k№/H0,	(V. 15)
где kH = (Q/Qo)7’-
184
Аналогично
Q — AjqQoj
N = kNN0.
(V.16)
Для обеспечения гидродинамического подобия потоков в на-
сосах, транспортирующих вязко-пластичные гидросмеси при раз-
личных значениях, необходимо обеспечить геометрическое подо-
бие каналов и подобие скоростных полей — кинетическое подо-
бие. В центробежных насосах полно? обеспечение гидродинамиче-
ского подобия практически неосуществимо. Возможно лишь при-
ближенное подобие, если в каче-
стве сравнимых показателей
принять данные, соответствую-
щие максимальному значению
к. п. д. насосов [32].
В качестве определяющего
параметра используют безраз-
мерное число
Rex = Qp/Di\m, (V.17)
где D — диаметр рабочего ко-
леса.
На основании расчетных зна-
чений относительных коэффи-
циентов подачи k0, напора k№,
мощности kN для режимов макси-
мальногок. п. д. и параметра Rex
можно построить зависимости
kH, kff — f (1g Rex),
Рис. 77. Зависимости kg (Rei), kfj
(Rei), (Rei) Для различных насосов
и кормосмесей (кривые построены пере-
счетом):
О — насос 2.5НФ; 4—насос 4НФ; • —
насос НПГ-3; д — опытный насос
причем величины kQ, kH, kN, Ret вычисляются на основании
опытных рабочих характеристик.
На рис. 77 показаны данные, полученные при перекачивании
кормовых смесей четырьмя различными насосами. Расположение
опытных точек показывает, что принятый метод пересчета удов-
летворительно обобщает показатели работы исследованных на-
сосов и подтверждает теоретические предпосылки. Таким обра-
зом, метод пересчета рабочих характеристик с использованием
зависимостей kQ, kH, kN — f (IgReJ сводится к следующему.
Для предварительно выбранного насоса выписывают зна-
чения Qo, HQ, No, соответствующие максимальному к. п. д.,
а также диаметр рабочего колеса насоса D. Затем подсчитывают
условную величину числа Rex по формуле (V. 17), подставляя
в нее Qo и значения р, т|т для гидросмеси, т. е. Rei = QoplDr)m.
По значению параметра Re] на основании зависимости kH, kg,
kN (Rei) определяют условные значения коэффициентов k'H,
k'N и вычисляют ориентировочные значения Q', Я', N' по формулам
(V.15) и (V.16). Далее по полученному значению Q' определяют
186
условный параметр Re], а затем величины k"H, и опять по
формулам (V.15) и (V.16) находят значения Q", Н", N*. Количе-
ство таких повторных вычислений зависит от величины т)т; чем
больше значение т]т, тем значительнее ошибка при определении
приближенных значений Q, Н и N. Поэтому, увеличивая число
приближений, получают результаты, близкие к фактическим. На-
пример, для кормовой смеси с w = 78,4% и т]от = 0,36 Н'Сек/м?
двухкратное приближение позволяет определить Q, Н, N с по-
грешностью ±5%; для кормовой смеси с w — 74,6% и ijm =
= 1,2 Н'Сек!м* трехкратное приближение дает погрешность 6,7%.
Необходимость расчета коэффициентов kq, kH, kN методом
последовательных приближений вызвана тем, что истинное зна-
чение Rei = Qp/DT)m всегда меньше Rei = QoplDi]m. И эта раз-
ница тем существеннее, чем больше значение т]т, поэтому за боль-
шее количество приближений число Rei можно приблизить к ве-
личине Rer
По найденным значениям Q и Н на -рабочую характеристику
насоса наносится соответствующая рабочая точка. Через эту точку
и точку Но при Q = 0 (задвижка закрыта) проводится кривая
Н—Q, причем величина Но вычисляется по формуле
Яо = Яор/ро,	(V. 18)
где Яо — напор на воде при Q = 0, р0 — плотность воды.
Кривая мощности насоса для гидросмеси строится парал-
лельно кривой мощности насоса для воды через точку, соответ-
ствующую значению N.
Оптимальный режим работы насосной установки определяют
путем совместного анализа полученной рабочей характеристики
насоса и сети [4].
Для пересчета кавитационной характеристики определяют по-
тери на трение и гидравлические удары при движении гидросмеси
во всасывающем трубопроводе [31].
Для расчета всасывающей способности можно пользоваться
выражением для определения критической, по условиям всасы-
вания, плотности гидросмеси во всасывающей трубе
р' = (Ло + Я. - Яа - Я^): (Л. + йг),	(V. 19)
где Ло — глубина погружения всасывающей трубы в гидросмесь;
Яэ и Нщр — соответственно динамические и статические потери
давления на трение во всасывающей трубе; Л3 — геометрическая
высота всасывания.
Точность расчетов по формуле (V. 19) определяется в первую
очередь тем, насколько точно найдены значения Я^. В общем
случае эта, величина определяется видом гидросмеси (см. гл. III).
Следует учитывать, что при s > sKP резкое повышение сопро-
тивлений может, как отмечалось, свести допустимую высоту вса-
сывания до минимума, а часто даже затруднить работу насоса по
всасыванию. Вследствие этого при работе на концентрированных
186
гидросмесях предпочтительнее располагать насосы ниже уровня
гидросмеси в зумпфе.
Поршневые насосы для гидросмесей. Рабочая характеристика
рассматриваемых насосов представляет собой слабо наклонную
прямую (для теоретического процесса параллельную оси ординат)
в координатах Н, Q. При работе на высоких концентрациях гидро-
смесей расход сохраняется постоянным, однако при попадании под
клапаны- твердых частиц крупностью 3—6 jhjh дебит уменьшается
на 2—5% по сравнению с условиями работы насоса на воде. Ре-
жим перекачивания такими насосами диспергированных, например
водо-угольных смесей, характеризуется высокой степенью ста-
бильности. В результате забивки неплотностей, через которые про-
никает воздух в цилиндры и уменьшения перетоков наблюдается
даже некоторое увеличение (до 5%) дебита при перемещении
гидросмесей. Изменений к. п. д. исправного насоса не наблюда-
лось.
Неравномерность подачи поршневых насосов оценивается коэф-
фициентом неравномерности подачи
а' = (<К- <K)/Q..	(V.20)
где Qs, Qs и Qs — подача насоса соответственно максимальная,
минимальная и средняя.
Степень неравномерности подачи определяется чаще всего как
отношение ф = QJ/Qa.
Параметры а* и ф позволяют оценить колебания в величине
подачи. Следует отметить, что внедрение магистральных систем
гидротранспорта потребовало создания поршневых насосов по-
вышенной гидравлической мощности. Однако с установкой таких
насосов пульсация потока увеличивается.
Производительность поршневого насоса без штока, но с уче-
том конечной длины ползуна
Qi = (л/?п/30) [sin <р — (R/21) sin 2<pJ F,
где R и ф — соответственно радиус и угол поворота кривошипа;
F— .площадь поршня (при п числе двойных ходов в минуту).
Шток и конечная длина ползуна вносят искажения в опреде-
ление теоретической производительности. При анализе графиков
QJ (ф) можно установить, что максимальное значение Qs реали-
зуется при угле ф одного цилиндра фх = 45° и другого ф8 = 135°,
а минимальная — при ф = 270°. При этом, как известно, изме-
нение Qs по фазе совпадает с изменением действительного давле-
ния.
Суммарная мгновенная максимальная теоретическая произ-
водительность для двух цилиндров конечной длины ползуна
Qs = (л/?п/30) [(sin фх + sin фа) —
— (₽/2/) (sin 2фх + sin 2<p2)J F,
где I — конечная длина ползуна.
187
При фх = 45й и <р2 = 135е указанное выражение можно пере-
писать так:
Q'a = O.WRnF.
Минимальная мгновенная теоретическая производительность
Q's = (л/?л/30) sin ф (F — f),
где f— площадь штока;
при ф = 27°
Qi = 0,104 (F — f)Rn.
Теперь можно из выражения (V.20) определить о' и <р.
Конечная длина ползуна для большинства насосов не имеет
существенного значения (т. е. при /?//«=* 0,15-нО, 25). Отметим,
Таблица 16
Технические данные поршневых
насосов
Тип насоса	в л/сек	Параметр насоса		
		п в об/мин	о'	Ф
У8-6	36,0	75 •	0,525	1,23
У84 .	40,0	65	0,478	1,21
У8-3	49,1	55	0,425	1.17
дополнительного давления, вызваного преодолением напряже-
ния т0, определяется из выражения ^p = ^lr0/D. При мгновен-
ном пуске насоса пусковое давление в первом приближении
можно определить по известной форме для гидравлических
ударов.
что для поршневых насосов,
наиболее интересных для трубо-
проводного транспорта, харак-
терны следующие данные
(табл. 16).
Заметим, что при включении
насоса, перекачивающего дис-
пергированную смесь, отме-
чается повышение гидродина-
мического давления в системе,
величина которого зависит от
т0, плавности пуска насоса и
длины трубопровода. Значение
2. ПРИМЕРЫ РАСЧЕТА
Пример 1. Определить потери давления, диаметр трубопровода и подобрать
оборудование для гидротранспорта осадка влажностью 90%, плотностью
1100 кг/м?, класса 0—3 мм при содержании исходных фракций 0—0,063 мм—
75%; 0,063—0,12 мм — 18%; 0,12—1 мм — 5%; 1—3 мм — 2%. Расход осадка
20 л/сек, протяженность горизонтального трубопровода 500 м.
Из условия обеспечения заданного расхода выбираем ориентировочно по
нормам для водопроводов диаметр трубопровода D = 150 мм.
Скорость движения осадка
и = 4Q/nD« = 4-20 000/3,14- 15я = 113 см/сек.
По опытным данным определяем значения реологических параметров осадка:
т) = 0,045 н-сек.!мг (0,45 пз), 0О= 13,3 н/ма (133 дин/см’).
Находим значение обобщенного параметра Рейнольдса:
, Re* = 1 : (rj/uDp + 0^/8й2 * * * * *р) =
= 1; (0,45/113-15-1,14- 133/8-ИЗ8-1,1) = 705.
188
Движение осадка будет происходить при структурном рёжимё, так как число
Re* < 2500.
Безразмерный коэффициент сопротивления
X = 64/Re* = 64/705 = 0,0906.
Потери давления (напора) по длине
Hh = X (l/D) (u2/2g) = 0,0906 (500/0,15) (1,132/9,81) =
= 19,5 н/см2 (19,5 м вод. ст.).
Полный необходимый напор
Н = 1,1-19,5 = 21,6 н/см2 (21,6 м вод. ст.),
где 1,1 — коэффициент, учитывающий влияние местных гидравлических сопро-
тивлений. Для заданных условий Яд = 0.
Для расхода гидросмеси 20 л/сек выбираем насос типа 4НФ (при скорости
вращения насоса 1450 об/мин) со следующими параметрами рабочей характери-
стики при перекачивании воды в режиме максимального к. п. д.: Qo = 37 л/сек,
Яо = 24 м вод. от. (напор при Q = 0	= 31,5 м вод. cm.), N = 13 кет, диа-
метр рабочего колеса D =^= 0,3 м.
Учитывая, что величины т] и 0$ значительны, пересчет рабочей характеристики
с воды на гидросмесь производим по методу последовательных приближений.
Приближенное значение параметра Рейнольдса:
ReJ = QoplO3/Z>T) = 37 • 103 • 1,1/30 -0,45 = 3020, 1g Re^ = 3,48.
Согласно графику на рис. 77 относительные коэффициенты будут равны сле-
дующим значениям:
kQ = 0,97; Лк=1,05; ^=1,04.
По формулам (V.15) и (V. 16) вычисляем подачу, напор, мощность:
Q = 0,97-37 = 35,9 л/сек\ Я = 1,05-24 = 25,2 н/см2\
Я = 1,04-13= 13,5 кет.
Находим значение Яд (при Q = 0):
Яд = Яор/ро = 31,5-1,1/1,0 = 34,6 н/см2 (34,6 м вод. ст.).
Через точки с координатами H'Q = 34,6; Q = 0 и Я = 25,2; Q = 35,9 про-
водим кривую H—Q. Для трех различных расходов осадка рассчитываем харак-
теристику трубопровода и переносим ее на рабочую характеристику насоса. Пе-
ресечение характеристики трубопровода с кривой Я—Q определит рабочий режим
насосной установки в данных условиях.
Полезная мощность насоса
Nn = (?Яр/102 = 0,02-21,6-1100/102 = 4,76 кет.
Пример 2. Определить удельные потери давления, диаметр трубопровода
и подобрать оборудование для следующих условий гидротранспорта: по горизон-
тальному трубопроводу длиной 2200 м при з = 0,32 перемещается каменный уголь
в количестве 160 т плотностью 1500 кг/м3, класса 0—0,5 мм при содержании
фракций менее 0,04 мм — 65%; 0,4—0,08 мм — 13%; 0,08—0,25 лслс — 15%;
0,25—0,5 мм — 7%.
Ориентировочно по нормам для водопроводов выбираем диаметр трубопро-
вода D = 250 мм из условия обеспечения заданного расхода.
Расход гидросмеси
Q= (1600-1000)/(1500 • 0,32) = 336 м3/ч.
189
Скорость движения
и = 4Q/3600nD2 = 4-336/3600-3,14-0,252 = 1,88 м/сек.
Удельные потери при движении гидросмеси
i = (4Qa/JDpo^) + (32UT)/Dapog) = 4-175/25-1-981
=£ 32• 188-0,88/252-1-981 = 0,0373 (3,73%),
где = 17,5 н/м2 (175 дин/см2), т] = 0,088 н*сек/м2 (0,88 пз) приняты по опытным
данным для диспергированной водо-угольной смеси при величине s, незначительно
превышающей sKp.
Сравним полученное значение i с величиной уклона, определенного по зна-
чению градиента скорости и эффективной вязкости:
du/dr = 3ulR = 3-188/12,5 = 45,3 1/сек.
Согласно зависимости rf (du/dr), полученной на вискозиметре РВ-8 для дан-
ной гидросмеси, ^значению du/dr = 45,3 l/сек соответствует т|' = 0,46 н-сек/м2
(4,6 пз). Гидравлический уклон определяем по формуле
ii = 32нт]У/ВаРо£г = 32-188-4.6/252-1-981 = 0,0452 (4,52%).
Погрешность при вычислении i не превышает 20%, что для инженерных
расчетов допустимо.
Полный необходимый напор (при Ни = 0)
Я = 1,1М = 1,1-0,0452-2200= 109 н/см2 (109 м вод. ст.),
где 1,1 — коэффициент, учитывающий влияние местных гидравлических со-
противлений.
Для расхода гидросмеси 336 м3/ч выбираем углесос типа 10У-8 (при частоте
вращения 1480 об/мин, Но = 85 н/см2, N = 300 кет). Для расчета характеристик
насоса используем метод, разработанный для условий, когда по величине s меньше
или близко к 8кр. Если принять для заданного расхода по характеристике насоса
для воды Яо = 85 м вод. ст. и N = 300 кат, то при работе на гидросмеси
Я=Яо{1+Л[(?,-?о)/7о]п} =
= 85 {1 + 0,8 [(11,6 — 10,0)/10,0]°'9} = 109 н/см* (109 м вод. ст.),
где k = 0,8 и п = 0,9 — выбранные значения опытных констант; плотность гидро-
смеси
р = s (ps — ро) + Ро = 0,32 (1500 — 1000) + 1000 = 1160 кг/м3.
Требуемая мощность на валу углесоса
N = Л^ор/Ро = 300-1160/1000 = 348 кет.
Проверяем соответствие заданного расхода гидросмеси расходу, развивае-
мому углесосом при данном значении:
: [(1.05-bl.l) p/poJ};
336^ 600 : (1,1-1160/1000)
336 ж8/ч<470 м3/ч,
где Qm = 600 м3 — максимальный расход гидросмеси.
Проверка показывает, что выбранный насос обеспечивает необходимую про-
изводительность по гидросмеси.
Пример 3. Определить потери давления и диаметр трубопровода для гидро-
транспорта кальцинированной соды плотностью 2150 кг/м3 в количестве 77,0 ш/ч
по горизонтальному трубопроводу с концентрацией 0,2 в потоке насыщенного
раствора соды плотностью 1360 кг/м3 на расстояние 500 м.
190
Плотность содовой суспензии
р = s (ps _ Ро) + Ро = 0,2 (2150 — 1360) + 1000 = 1520 кг/м3.
По опытным данным устанавливаем, что структурная вязкость равна
0,12 н*сек/м3, динамическое напряжение сдвига—14,5 н/м3.
Выбираем диаметр трубЬпровода D = 0,15 м из условий обеспечения задан-
ного расхода, ориентировочного по нормам для водопровода.
Определяем расход гидросмеси, учитывая, что если в насыщенном растворе
плотностью 1360 кг/м3 содержится 30% (по массе) соды, то в 1 м3 гидросмеси общее
содержание соды составит 805 кг, следовательно, si = 0,53, поэтому расход гидро-
смеси
Q = (77/1,52) : 0,53 = 96 ж8/ч;
тогда скорость движения
и = 4Q/3600nDa = (4-96) : (3600-3,14 - 0,15а) = 1,50 м/сек.
Опытами установлено, что движение суспензий соды происходит с проявле-
нием пристенного эффекта, поэтому обобщенный параметр Рейнольдса
Re" = [1 + 8 (d/D) (T)/T)0)J : [(П/^Р) + (1/8) (0дМр)] =
= [1 + 8 (0,012/15)] : [ 1,2/150• 15-1,52 + 140/8• 150а• 1,52] = 1690,
где б — толщина пристенного слоя, равная 0,012 см: т)0 — вязкость дисперсион-
ной среды (насыщенного раствора соды), равная 0,005 н-сек/м2.
Коэффициент Дарси
X = 64/Re" = 64/1690 = 0,0378.
Линейные потери давления вычисляем по формуле Дарси:
HL = К (Lu3/D2g) = 0,0378 [(500• 1,50а): (0,15-2-9,81)] =
= 14,4 н/см3 (14,4 м вод. ст.).
Потери давления при подъеме гидросмеси на высоту h = 10 м:
.	= Лр$/Ро£ = Ю-1520/1000 = 15,2 н/см3 (15,2 м вод. ст.).
Местные гидравлические сопротивления принимаем равными 10% от Н^:
Нм = 0,1Я = 0,1-14,4 = 1,44 н/см3 (1,44 м вод. ст.).
Полные потери давления
Н = HL + Hh + Нм = 14,4 + 15,2 + 1,44 =
= 31,04 н/см3 (31,04 м вод. ст.).
Пример 4. Определить производительность насосной установки, диаметр
трубопровода, потери давления и подобрать оборудование для гидротранспорта
кормовой смеси, состоящей из следующих компонентов: комбикорма 60%, са-
харной свеклы 40%. Влажность кормовой смеси 76,4%, плотность 1050 кг/м3.
Норма расхода Qs = 10 кг/сутки. Количество свиней — 6200. Время на одну
подачу t — 1,5 ч. Кормление двухразовое (п = 2). Дальность подачи кормов
90 м.
Необходимая производительность насосной установки
Q = QsW3600top = 10-6200/3600-1,5-2-1050 = 5,5 л/сек= 19,6 м3/ч.
Принимаем диаметр кормопровода равным 100 мм, тогда скорость потока
в трубе
и = 4Q/nDa = 4-5500/3,14- 10а = 70 см/сек.
По опытным данным устанавливаем значения реологических параметров
кормовой смеси; т) = 0,66 Н'сек/м3 (6,6 пз), 0^= 34,6 н/м3 (346 дин/см3).
191
Обобщенный параметр Рейнольдса
Re* = 1 : [(n/aDp) + (М«аР)] =
= 1 : [([0,66/0,7-0,1-1050) + (34,6/8-1050-0,7a)J = 67.
Коэффициент сопротивления
X = 64/Re* = 64/67 = 0,95.
Потери давления в горизонтальном трубопроводе
HL = X (Lu2/D2g) = 0,95 (90-0,72/0,1-2-9,81) = 22 к/сж2 (22 и вод. ст.).
Потери на местные сопротивления принимаем равными 10% от Яд:
Нм = 0,1-Яд = 0,1-22= 2,2 «/сж2.
Потери на подъем кормовой смеси на высоту h = 5 м:
Н = Apg/pog= 5-1050/1000 = 5,2 н/сж2 (5,2 м вод. ст.).
Общее гидравлическое сопротивление в кормопроводе
Я = HL + Нм + Hh = 22 + 2,2 + 5,2 = 29,4 к/сж2 (29,4 м вод. ст.).
Выбираем насос типа НПГ-3 при частоте вращения 1450 об/мин, имеющий
следующие параметры рабочей характеристики (для воды) в режиме максималь-
ного к. п. д.; производительность Qo — 32 л/сек, напор Яо = 24 ж вод. ст.,
напор при закрытой задвижке HQ = 30 ж вод. ст., мощность Яо = 13 кет, диа-
метр рабочего колеса D = 0,3 ж.
Исходя из того, что значения т] и 0# кормовой смеси велики, пересчет рабочей
характеристики насоса с воды на гидросмесь ведем по методу последовательных
приближений.
Приближенное значение числа Рейнольдса
Rej - KPQqp/Dt) = 10М2-1,05/30-6,6 == 159: 1g Rej = 2,2.
Значения относительных коэффициентов определяем по графику на рис. 77:
k'Q = 0,58; kH = 1,04; kN = 0,95.
Вычисляем приближенные значения подачи, напора и мощности:
Q* = ^qQo = 0»58-32 = 18,5 л/сек-,
Н = ^Яо = 1,04-24 = 25 ж вод. ст.-,
N' = k'NNQ = 0,95-13 = 12,3 кет.
Определяем число Рейнольдса:
Re'i = 103Q'p/£hj = 103-18,5-1,05/30-6,6 = 91, 1g ReJ = 1g 91 = 1,96.
По графику на рис. 11 находим значения коэффициентов:
k"q = 0,46; k”H = 1,03;	= 0,93.
Производительность, напор и мощность при транспортировании кормовой
смеси:
Q" = 0,46-32 = 14,7 л!сек = 53 ж8/ч;
Нп = 1,03-24 = 24,7 ж вод. ст.-,
Г = 0,93-13 = 12,1 кет.
192
Отклонение расчетной точки (Q* = 53 л<8/ч, Нп = 24 м вод. ст.) от экспе-
риментальной на рабочей характеристике насоса НПГ-3 для кормовой смеси
с w — 76,4% составляет около 6%. Выполняя следующее приближение, можно
с еще большей точностью определить положение точки (Q, Н) при максимальном
значении к. п. д.
Через найденную точку (Q* = 53 л<8/ч, Н" ® 24,7 м вод. ст.) и точку, соот-
ветствующую Hq, проводим кривую Я—Q на заводской характеристике насоса,
причем величина Яд = Яор/ро =31,5 м вод. ст. В координатах H—Q строим
характеристики насоса и трубопровода, определенные для различных расходов
кормовой смеси. Выполненное построение позволило установить рабочую точку
(Q = 21 ж3/ч, Я = 30,7 м вод. ст.), которая близко соответствует расчетным зна-
чениям (Q = 19,6 м3/ч, Н = 29,4 м вод. ст.).
Полезная мощность насоса
Nn = (?Яр^/102 = 0,0052-30,7-1050/102 = 1,74 кет.
Пример 5. Рассчитать гидроподъемную установку для следующих условий:
транспортируют сложный строительный раствор состава 1:1:4, подвижность
до 7 см (влажность 24%) по стандартному конусу. Гранулометрический состав
песка для этого раствора; частиц размером более 5 мм — 1,1%; 2,5—5 мм — 5,3%;
2,5—1,2 мм — 9,6%; 1,2—0,6 мм — 22%; 0,6—0,3 мм — 45%; 0,3—0,15 мм —
15%; частиц размером менее 0,15 мм — 2%. Производительность установки
5 м3/ч, плотность смеси 2000 кг/м3, h= 25 м. Насос установлен от места приема
раствора на расстоянии 20 м (по горизонтали).
Выбираем диаметр трубопровода D = 75 мм из условий обеспечения неболь-
ших линейных потерь* давления и заданного расхода.
Скорость движения раствора
u = 4Q/nDa = 4-5-108/3600• 3,14• 7,5а = 31,4 см/сек.
По опытным данным находим значения реологических параметров раствора
т) = 2,4 н-сек/м2 (2,4 пз), % = 183 н/м3 (1830 дин/см3) при температуре транспор-
тирования 20°.
Для заданных условий транспортирования строительного раствора с боль-
шими значениями Л и 0^ относительный диаметр ядра потока превышает 0,5,
поэтому удельные потери давления по горизонтали вычисляем по формуле (V.5):
i = (4a0d)/(bDp<^) + (32ur|)/(D W) =
= (4-0,8-1830)/(0,85«7,5-1-981) + (32-31,4-24)/(0,8-7,5a-1-981) =
= 0,0635 (6,35%).
Полное необходимое давление на преодоление гидравлических сопротивле-
ний и столба гидросмеси
Н = HL + Нм + Hh = 1,27 + 0,127 + 50 = 51,3 н/см3 (51,3 м вод. ст.).
Потери давления на горизонтальном участке
HL = Li = 20-0,0635 = 1,27 н/см3 (1,27 м вод. ст.).
Местные потери давления
Нм = 0,1-Я£ = 0,1-1,27 = 0,127 н/см3 (0,127 м вод. ст.).
Потери давления на преодоление столба гидросмеси
Ял = йр/ро = 25-20/10^ 50 н/см3 (50 м вод. ст.).
13 А. В. Смолдырев	193
3.	ЭФФЕКТИВНОСТЬ РАБОТЫ ТРАНСПОРТНЫХ УСТАНОВОК
'Эффективность работы транспортных установок определяется,
помимо соображений технологического порядка, в первую очередь
тем, насколько рационально использована мощность транспорт-
ных агрегатов. В любом случае расчетом должны быть установлены
основные характеристики транспортирования, обеспечивающие
наиболее эффективный режим движения гидросмеси при мини-
мальном расходе энергии, максимальной производительности по
твердой фазе и возможно больший срок службы труб и оборудо-
вания. Поэтому метод расчета должен базироваться на установле-
нии рабочей скорости движения гидросмеси и соответствующего
уклона (линейных потерь напора), обеспечивающих эти условия.
Режим транспортирования с оптимальной скоростью является
оптимальным и с точки зрения обеспечения минимальных энерге-.
тических затрат.
Расчету основных гидравлических параметров для эффектив-
ных режимов должны предшествовать обоснования важнейших
технологических параметров гидротранспорта, к которым отно-
сятся: концентрация смеси и дисперсность твердой фазы.
Следует учитывать, что максимально достижимые концентрации
гидросмесей (по объему) с твердыми частицами пород по данныц
многочисленных экспериментов ограничиваются для вязко-плас-
тичных гидросмесей величиной 0,4—0,5 в зависимости от степени
дезинтеграции смеси, а для гидросмесей с волокнистыми материа-
лами, сточными осадками и т. п. — гораздо меньшими значениями.
В технологии магистрального гидротранспорта важнейшее
значение имеет оптимальный по условиям собственного транспорта,
аккумуляции и требований потребителя дисперсный состав твер-
дой фазы в гидросмеси. Для угле- и других продуктопрово-
дов такой дисперсный состав должен обеспечивать безопасные
условия в отношении образования закупорок в трубах при вне-
запных остановках, устойчивость гидросмеси от расслоения и др.
В связи с этим, например, энергетические угли при перемеще-
нии их по магистральным трубопроводам должны иметь диспер-
сный сдстав по’ основным классам (0—15, 15—73, 73—150 лскм и
выше) с определенными пределами их содержания. При этом для
эффективных режимов всегда рассматриваются максимальные кон-
центрации гидросмеси по объему. Отклонение по содержанию от-
дельных классов от определенных пределов может привести к об-
разованию гидросмеси с явно выраженными вязко-пластичными
свойствами или к образованию гидросмеси, быстро расслаиваю-
щейся в статическом состоянии в трубопроводах и при хранении
в аккумуляторах.
Важным элементом общего метода расчета эффективных режи-
мов является оценка энергоемкости транспорта. Показателем
энергоемкости в инженерных расчетах можно принять полный
фактический расход электроэнергии на единицу массы транспор*
194
ТйруёмОгд материала для перемещения на 1000 м в Kent -ч ИЛ
1 т-км:
Е = 103^7367S1t)„,	(V.21)
где k = 1,054-1,2— коэффициент, учитывающий дополнительные
затраты энергии в системе; i — удельные потери напора при дви-
жении гидросмеси; т|п = iMWta — полный к. п. д, транспорт-
ной системы (соответственно насосов, двигателя и сети); т]п «=>
~ 0,75.
При отсутствии в настоящее время полностью автоматизи-
рованных систем управления* и регулирования установок прихо-
дится назначать режим работы при повышенных скоростях дви-
жения гидросмеси. В связи с этим метод расчета эффективных
режимов должен обеспечивать определение основных параметров
гидротранспорта и при таких условиях. Следовательно, общая
расчетная схема гидротранспорта должна рключать:
1). выбор режима транспортирования пО горизонтальному или
вертикальному нагнетательным трубопроводам;
* 2) определение рабочей скорости гидросмеси для заданной кон-
центрации s (или значения а для скорости и);
3)	выбор диаметра трубопровода по рабочей скорости (в ре-
зультате сравнения вариантов и последовательных приближений);
4)	определение потребных потерь давления;
5)	выбор типоразмера насоса по Q, i и h. При этом выполняется
перерасчет рабочих и кавитационных характеристик и опреде-
ляется (при заземленных зумпфах) максимальная всасывающая
способность для одного или нескольких насосов для гидросмеси
[31 ]. Тип насоса должен обеспечивать заданный расход твердой
фазы по всасыванию, потребные значения Q и Н, а также наи-
больший расход твердой фазы для данного насыщения гидро-
смеси к. п. д.;
6)	определение энергоемкости транспорта (подобная оценка не-
обходима для обоснования выбранного рабочего режима) по фор-
муле (V.21).
Отметим, что одним из радикальных способов повышения эф-
фективности гидротранспорта является увеличение концентрации
транспортируемого материала и обеспечение условий для ее под-
держания возможно более длительное время. Для установок,
в которых основным по протяженности является вертикальный
участок Трубопровода (в гидроподъемных системах), значения
основных параметров выбранного режима работы- могут Сущест-
венно отличаться от таковых для установок с основным горизон-
тальным участком (вследствие меньших потребных скоростей, чем
для горизонтальных труб). Поэтому правильно решить вопрос
можно лишь на основе всестороннего рассмотрения и сопостав-
ления всех факторов, определяющих эффективность гидротран-
спорта и обеспечивающих минимальный расход энергии на пере-
мещение 1 т материала: наибольшее значение к. п. д. агрегатов,
13*	195
наименьший коррозионно-абразивный износ оборудования при
стабильной и надежной работе установки, максимальная концен-
трация гидросмеси. Заметим, что для отдельных условий вопрос
об абразивном износе оборудования не имеет существенного зна-
чения (при транспортировании измельченных углей, глинистых и
других мягких пород).
Рассмотрим определение оптимальных параметров трубопро-
водов для транспортирования высококонцентрированных гидро-
смесей.
Если составлено несколько вариантов трасс трубопроводного
транспорта, например, между обогатительной фабрикой и потре-
бителем (ТЭЦ, металлургическим заводом и т. д.), то в проект
должен быть заложен оптимальный вариант. При этом искомыми
величинами будут: Н — напор насосной станции; D — диаметр
трубопровода; б — толщина стенки труб и NH — количество на-
сосных станций.
Расчет основывается на технико-экономическом анализе дан-
ных по вариантам. При этом, как обычно, оптимальным считается
тот вариант, у которого величина приведенных годовых затрат
окажется наименьшей, т. е.
nt - э{ + (CtITu), '	(V.22)
где Э( — эксплуатационные расходы для 7-го варианта в руб/г\
Ct — капитальные затраты для i-ro варианта в руб.; Ту—уста-
новленный срок окупаемости в год.
Решение задачи сводится к составлению уравнения для П
в зависимости от искомых параметров (Я, D, б и NH) и к нахож-
дению минимального значения 77. Для составления уравнения
в общем виде можно пользоваться рекомендациями для нефте-
проводов.
Для капитальных затрат
С = (лДбр^ + DKt + Кз) h +’
+ 1,1NH (QWpK4/102r)J + QpKb + К, (VW
где pm—плотность для труб в кг/м3, К и К а, Ка—со-
ответственно стоимость труб, их сварки и транспортирования,
отнесенная к единице массы трубопровода, руб!кг\ то же по стои-
мости земляных (монтажных на эстакаде) работ, отнесенная также
к единице диаметра трубы в руб1м\ то же по стоимости изыска-
тельских работ, строительства дорог, линий связи и т. д. в руб!м\
1,1 — коэффициент запаса; Q—расход гидросмеси в м31сек\
т|и — к. п. д. насосно-силовых агрегатов; К4 — стоимость на-
сосных агрегатов (здания для них и пр.), отнесенная к единице
установленной мощности, в руб/кет, Кв — стоимость подогрева-
тельных устройств, отнесенная к 1 т гидросмеси, в руб!т\ К —
расходы, не зависящие от параметров трубопроводов, в руб.
Для эксплуатационных- расходов
Э = ₽С + Э8Я„ + (QHp9M/102ii)NH^9d,	(V.24)
196
где Р — годовые отчисления на текущий ремонт и амортизацию
всех сооружений в руб/год, Эа и Эм — соответственно заработная
плата с начислениями, отнесенная к одной перекачкой станции,
и расходы на материалы, отнесенные к единице рабочей мощности,
в руб!квт\ Эд — дополнительные затраты, не зависящие от пара-
метров трубопровода, в руб/год?
Тогда на основании зависимостей (V.22)—(V.24) получим
П = (₽ + 1/Т„) (лбрД, + К2) hD +
+ [(а + \{Т„) 1,+ Эм]	+
+ (ЭЛ« + ₽ + 1/7») (КзА + К) + A,,	(V.25)
где <т = HDpql2b — расчетное напряжение для стенок труб.
Уравнение (V.25) содержит переменные величины NH и D,
поскольку значения б могут быть ограничены (расчетная величина
всегда значительно меньше значений, рекомендуемых ГОСТом),
т. е. можно ввести некоторую стандартную трубу с осредненным
значением б. Далее, используя известные соотношения между NH
и D, можно привести выражение (V.25) к уравнению с одним не-
известным.
При гидротранспорте суспензии сульфата натрия, содовой
суспензии, кормовой смеси и других гидросмесей, требующих подо-
грева, необходимо установить оптимальную температуру при пере-
качивании. Для этой цели в уравнение (V.22) вводят член, учи-
тывающий затраты на подогрев, вычисляемый по формуле
= А [с pQ (in, tK): q (in	iK)	(V.26)
где A — расходы на топливо, отнесенные к 1 м* поверхности на-
грева котла; С' — массовая теплоемкость гидросмеси; tn и tK —
температура подогрева и конечная температура; q — паросъем
с 1 м2 котельной установки; /„ и iK — энтальпия соответственно
пара и конденсата; т)г—к. п. д. котельной установки; тогда
уравнение (V.22) примет вид
П^Э + ^/Т^ + Э^	(V.27)
Оптимальная температура перекачивания определится из усло-
вия DPl/dT^ = 0. Выгодным вариантом будет тот, у которого
при данной температуре транспортирования гидросмеси затраты
энергии на ее перекачивание окажутся Минимальными.
Возможны несколько случаев расчета гидротранспортной си-
стемы для условий: 1) перемещения концентрированной стабиль-
ной гидросмеси (например, для угля в виде классов 0—1 или 0—
3 (6) ми); 2) концентрированной дисперсной гидросмеси в режи-
мах вязко-пластичного течения и 3) концентрированных гидро-
смесей в режимах турбулентного течения и переходных потоков.
Как было сказано, для каждого из этих случаев потери давления
и рабочие скорости определяются по различным зависимостям.
Поэтому суммарный напор NHH будет определяться различными
формулами.
197
Заменив в выражении (V.25) определённую величину NH для
каждого из возможных случаев, получим искомое уравнение с од*
ним неизвестным. Экономически наивыгоднейший диаметр опре-
деляют из условия dlUdD—Q. Лучшим вариантом будет тот, у ко-
торого после округления в соответствии со стандартом и норма-
лями величина D наименьшая. Для любого случая выбранный
режим следует проверять на правильность (по критической или
граничной скорости или числу ReKP).
В последние годы стали широко применять трубы большого
диаметра 2—2,5 м (в водоснабжении используют даже трубы
диаметром 3,0—3,2 ж). К трубам больших диаметров обычно от-
носятся трубы диаметром более 1,2 м. Такие трубы часто приме-
няются для подачи охлаждающей воды на электростанции, метал-
лургические заводы и др. В этом случае с достаточной для инже-
нерных расчетов точностью диаметр трубопровода можно опре-
делить как функцию годовой стоимости электроэнергии (в основ-
ном за счет затрат на преодоление гидравлических сопротивле-
ний) и амортизационных отчислений на сооружение трубопровода.
В первом приближении, как показывает анализ расчетных дан-
ных, искомую величину можно найти так:
/HW'/26,	(V.28)
где Q—расход гидросмеси в м?!сек', Э — стоимость 1 квт-ч
(Э — 0,1 коп.).
При выборе оптимальных параметров трубопроводов для дис-
пергированных гидросмесей следует учитывать, что для них мини-
мальный уклон имеет место при некоторых значениях концентра-
ции sxp, при которой еще резко не проявляется влияние вязко-
пластичных свойств смеси на.движение; например, такие значения
концентрации для водо-угольных смесей и концентратов руд на-
ходятся в пределах s = 0,2-г-0,3 (или Si = 0,27—0,4); для гли-
нистых и меловых смесей, а также гидросмесей торфа и других
эти значения s существенно меньше.
На рис. 78 показаны кривые, построенные по данным изме-
рений, из которых следуют экстремальные значения концентра-
ций для различных скоростей движения. В то же время для мел-
ких классов угля и руд, перемещаемых в виде стабильных гидро-
смесей или обычными потоками, наиболее целесообразны концен-
трации, не превышающие 0,5. При этом из всех видов смесей для
магистральных трубопроводов наиболее экономично перекачи-
вать,' например, стабильные угольные, рудные и другие смеси.
Пуск и остановка гидротранспортных систем для таких гидро-
смесей возможны для восходящих трубопроводов (а = 25°).
Однако не для всяких твердых материалов можно приготовить
стабильную гидросмесь. Глины, мел, соли и другие материалы
быстро диспергируются в потоке жидкости до мельчайших час-
тиц, что обусловливает появление резко выраженных вязко-плас-
тичных свойств при сравнительно Небольших концентрациях.
198
Для снижения действия тончайших классов на вязко-пластич-
ные свойства (на упрочнение структуры или на загустевание)
гидросмесей и, следовательно, на затраты энергии для их пере-
качивания используют, как отмечалось в гл. II, специальные
реагенты или пластификаторы.
Пластификаторы широко применяют в строительной промыш-
ленности с целью достижения
надлежащей текучести бетонных
смесей, особенно бетонных
смесей «жестких» (недостаточ-
но подвижных) марок. В гео-
О 10(15) 20(27) 30(39) S(3j)%
Рис. 78. Удельные затраты энергии
Е (s) для диспергированной водоуголь-
ной смеси при D = 614 мм
(к рис. 40, б):
1 — и = 0,6 м/сек; 2 — и = 1,0 м/сек;
3 — и = 1,5 м/сек; 4.— и — 2,0 м/сек
Рис. 79. Удельные затраты
электроэнергии на транспор-
тирование 1 т угля (D =
= 200 мм при «=1,5 м/сек):
1 т угля (D = 200 мм при и «=
= 1,5 jh/cck): I — для обычной
суспензии; 2 — при наличии
реагента (s — 0,39)
лого-разведочной практике различные пластификаторы исполь-
зуют для улучшения физико-механических свойств тяжелых
жидкостей.
Для целей магистрального трубопроводного транспорта мела
используют пластификаторы в виде сульфидно-спиртовой барды
(ССБ) и других добавок. Этим достигается резкое снижение гид-
равлических сопротивлений в трубах.
Для угольных гидросмесей пластификаторы применялись, на
опытно-промышленной установке в ИГД им. А. А. Скочинского
(опыты В. В. Трайниса).
Из анализа данных измерений рис. -79 следует, что без ста-
билизатора наиболее экономично перекачивать гидросмеси при
объемной концентрации угля в смеси 0,30—0,32, что соответствует
влажности суспензии не менее 57%. При меньшей объемной кон-
199
центрации вязко-пластичные свойства водо-угольной'"'с!меси прак-
тически отсутствуют (т0 = 0), и поэтому суспензия уже при малых
скоростях перемещается в турбулентном режиме. Таким образом,
разбавление смесей водой для достижения удельных затрат элек-
троэнергии на гидротранспорт целесообразно до величины вкр.
Дальнейшее разбавление приводит к увеличению удельных за-
трат электроэнергии.
Хотя применение стабилизаторов для технологических трубо-
проводов (обычно малой протяженности) на отдельных гидросме-
сях дает экономический эффект, для магистральных трубопрово-
дов — это связано с дополнительными затратами (стоимость и
добавка реагента, перемешивание смеси), которые при современ-
ных масштабах производства могут быть весьма значитель-
ными.
О гидротранспорте кусковых материалов в диспергированных
гидросмесях. Ввиду наличия вязко-пластичных свойств гидро-
смеси способны удерживать во взвешенном состоянии частицы,
плотность которых больше плотности гидросмеси. Величину ди-
намического напряжения сдвига гидросмеси, обеспечивающую
удержание во взвешенном состоянии твердого тела, можно при-
ближенно определить из соотношения	*
ба = la (Ps — Ро)] : 6 dg,
где а — коэффициент формы, учитывающий отклонения формы
твердого тела от шарообразной; а = 0,4 -=-0,7.
В ИГД им. А. А. Скочинского проведены измерения парамет-
ров транспортирования различных гидросмесей, в том числе
с крупными классами руд, водо-угольной смеси с крупными клас-
сами угля в трубах различного диаметра. Максимальное содержа-
ние кускового угля в смеси составляло 300—400 г/л. Максимальная
концентрация s твердого тела достигала 0,50. Опытами И. Д. Пше-
ничного установлено, что при такой концентрации угольные сус-
пензии в тонкодисперсном виде имеют высокие затраты электро-'
энергии на гидротранспорт и поэтому без применения реагентрв
транспортировать их неэкономично, в то время, как смесь суспен-
зии с кусковым углем при суммарной концентрации s = 50% дви-
жется по трубам при уменьшенных гидравлических сопротивле-
ниях. По величине удельных затрат электроэнергии предпочти-
тельнее транспортировать крупные классы угля в суспензии или
одну суспензию и один кусковой уголь.
В связи с рассмотрением данной технологической схемы тран-
спорта следует учитывать, что для современной практики такая
схема экономически оправдывается при условии, если произво-
дится последующее обогащение крупных классов в данной «тяже-
лой» жидкости, а регенерация ее в последующем не встречает за-
труднений.
В связи с развитием отдельных видов транспорта и топливно-
энергетической базы страны представляет методический интерес
200
рассмотрение тёхнико-экономической эффективности магистраль-
ного гидротранспорта диспергированных материалов по укруп-
ненным показателям — в первую очередь углепроводов — при
сравнении вариантов транспорта топлива и энергосистем. Воз-
можности применения таких методик проиллюстрируем на при-
мере ориентировочных гидравлических и технико-экономических
расчетов магистральных, углепроводов для передачи твердого топ-
лива из Восточных районов страны на Урал и в Центр. В основу
положим схему углепроводов с трубами больших диаметров от
Канско-Ачинского и других угольных бассейнов Сибири и Казах-
стана на Урал и в Европейскую часть СССР.
Для выполнения сравнительных технико-экономических рас-
четов по укрупненным показателям использованы данные о себе-
стоимости перевозок 1 т грузов по магистральным линиям желез-
нодорожного транспорта, а также сравнительные расчетные по-
казатели для различных видов передачи энергии, полученные на
основании материалов научно-технической комиссии ГКНТСМ
СССР и АН СССР.
Результаты гидравлических расчетов.
Для передачи по трубрпроводам значительных грузопотоков камен-
ного угля, исчисляемых десятками и сотнями миллионов тонн в год,
целесообразно применять трубы больших диаметров. В настоящее
время магистральные трубопроводы чаще всего выполняют из
труб большого диаметра. Промышленность изготовляет трубы диа-
метром 1400 леи, предполагается выпуск труб диаметром 2 000 мм.
Поэтому расчет углепроводов следует вести с учетом диаметра труб
Максимального значения.
По магистральному углепроводу предполагается транспорти-
ровать каменный уголь, например, Экибастузского бассейна в ко-
личестве 120 млн. т в год в смеси с водой при концентрации ста-
бильной гидросмеси s = 0,5. Средняя плотность каменного угля
р, = 1450 кг!мЛ. Расчеты выполним для углепровода, подающего
уголь на Урал, протяженностью L = 2 000 км. При гидротран-
спорте угля в Центральные области (на расстоянии примерно
4000 км) результаты расчета следует корректировать по пара-
метру дальности перекачивания.
При заданной концентрации стабильной гидросмеси s = 0,5
необходимо определить гранулометрическую характеристику
угля с тем, чтобы гидросмесь перемещалась в турбулентном ре-
жиме по трубам и обладала хорошей устойчивостью при хранении
и прекращении перекачивания (т. е. имела минимальные для дан-
ных условий значения реологических параметров). Грануло-
метрическая характеристика угля крупностью 0—3 мм должна
соответствовать следующему сочетанию классов (14]: 0—
0,063 мм— 43%; 0,063—0,15 мм—11%; 0,15—0,5 мм—15%;
0,5—1,0 мм—14%; 1,0—3,0 мм—17%.
Производительность трубопровода по гидросмеси для диа-
метра труб 1400 мм составит при расходной скорости гидросмеси
201
3,5 м!сек Q = 19 400 м*/ч = 166 млн.л^/гой = 2бб млн.т/год. При-
нятая в расчете скорость движения гидросмеси и = 3,5 м!сек про-
верена по значениям граничной скорости [30] и обеспечивает
турбулентный режим течения гидросмеси. Расчеты гидравлических
сопротивлений для такого режима течения стабильной гидросмеси
в гидравлически гладких трубах дают уклон i 0,0065, или
6,5 н!см.г на 1 км.
При рассмотрении возможной технологической схемц маги-
стрального углепровода бурых углей от Канско-Ачинского рай-
она Сибири до Урала (или в Центр) следует учитывать особенно-
сти этих углей — в первую очередь их сравнительно низкую кало-
рийность (около 4 тыс* ккал), повышенную влажность в среднем
около 35% и склонность к диспергированию при механических
воздействиях.
Поэтому гидросмесь из бурого угля будет заведомо обладать
резко выраженными вязко-пластичными свойствами при очень
высоких концентрациях. Она может быть пригодна для непосред-
ственного сжигания в топках в сухом состоянии и в виде суспен-
зии. Ожидаемую степень дисперсности угля можно характеризо-
вать остатком 15—30% на сите класса 4-0,063 мм.
В результате обработки различных экспериментальных данных
установлено, что гидравлические сопротивления при турбулент-
ном (или близком — переходном к нему) течении таких угольных
суспензий могут быть определены по упрощенной формуле
i = i0 (1 4- coas),	(V.29)
где г о — гидравлический уклон при движении с принятой ско-
ростью потока чистой Воды; с0 — опытный коэффициент, учиты-
вающий дополнительные затраты энергии на разрушение струк-
турных связей в высококонцентрированных (при s >» 0,2-г-0,25)
угольных суспензиях; а = (р,— Ро)/ро; Ро и pj— плотность со-
ответственно воды и твердых частиц; s — объемная концентрация
(угля в смеси).
Для труб диаметром 200—614 мм значения коэффициента с0
могут быть определены по следующим данным:
s ................... 0,20	0,25	0,30	0,35	0,40
с0................... 1,00	1,45	2,00	2,50	3,00
Ввиду наличия структурообразования турбулентный режим
течения наступает при относительно высоких скоростях потока.
Этому режиму предшествует структурный и переходный режимы
течения. Наступление турбулентного режима течения наблюдается
при числе Re* = 4000. Величина r)m зависит от ряда факторов и,
прежде всего, от объемной концентрации и степени дисперсности
угля в гидросмеси. Так, в опытах на трубопроводе диаметром
0,614 м, проведенных в^ДонУГИ с гидросмесью из угля марки Г,
ps = 1500 кг!м? при стёпеци дисперсности угля, характеризуе-
мой остатком 30% на сите класса 4-0,063 мм, вязкость т)т имела
следующие значения:
202
s ..................... 0,25 0,31 0,35 0,40
f]m в Н'сек/м* . i..... 0,23 0,32 0,44 0,54
При этом с увеличением диаметра трубопровода эта вязкость
возрастала по зависимости, близкой к прямой пропорциональ-
ности. Поэтому для труб диаметром 1400 мм можно ожидать уве-
личения вязкости по сравнению с приведенными данными в 2—
2,5 раза.
Подставляя скорректированные таким образом значения вяз-
кости в формулу (III.23), получим примерные значения скоростей
в трубопроводе диаметром 1400 мм, при которых будет наблюдаться
турбулентный режим течения угольных гидросмесей с разной
объемной концентрацией:
s .....................  0,25	0,30	0,35	0,40
rim в н-сек/м*.......... 0,50	0,70	1,00	1,20
и в м/сек .............. 1,20	1,70	2,40	2,90
Для скоростей течения суспензий, превышающих приведенные
значения, гидравлические сопротивления будут резко возрастать
(примерно пропорционально квадрату 'Скорости). Поэтому при
диаметре трубопровода 1400 мм и концентрации s = 0,35ч-0,3
(учитывая, что в угле-^содержится 15—20% материнской влаги),
рабочую скорость примем с запасом — 3 м/сек. Расход гидросмеси
при такой скорости составит 16 600 м3/ч.
Производительность трубопровода по углю определится вели-
чиной объемной концентрации угля в смеси. Задаваясь разной
величиной s (но не более 0,4 во избежание чрезмерного возрастания
реологических параметров), по формуле (V.29) можно определить
значения гидравлических сопротивлений — потерь давления i
в м вод. ст. на 1 м и затраты электроэнергии АЭ на транспортиро-
вание 1 т угля на расстояние 1 км. Для определения значений АЭ
можно воспользоваться формулой
АЭ = 10e*/367spsT]„,	(V.30)
где т|ж = 0,8 — к. п. д. насосов; р, = 1400 кг/м*.
.Расчет гидравлических сопротивлений /0 при движении чис-
той воды для гидравлических гладких труб можно выполнить
по формуле Дарси-Вейсбаха, причем коэффициент Хо определить
по известной формуле
Хо= 1/(1,8 lg Re—1,64)* =
= 1/(1,81g 1400/0,001 — 1,64)* = 0,0094.
Поэтому
i0 =	= 0;0094-3*/1,4-2-9,81 = 0,0031 м вод. ст/м:
При учете потерь в местных сопротивлениях (в основном наг
стыках), примерно равных 10% от с0, получим окончательно по-
тери давления при движении воды /0 = 0,0034. Расчеты значений
потерь напора для угольной суспензии сведены в табл. 17. Из
203
Расчетные параметры углепровода
Таблица 17
S	Со	coas	1 + coas	io (1 + coas)	ДЭ в т*« на 1 т-км
0,20	1,о	0,080	1,086	0,0037	45
0,25	1,4	0,145	1,145	0,0040	38
0,30	2,0	0,240	1,240	0,0042	34
0,35	2,5	0,350	1,350	0,0046	32
0,40	3,0	0,480’	• 1,480	0,0050	30
анализа табл. 17. следует, что удельные затраты электроэнергии
медленно убывают с увеличением объемной концентрации. Как
это очевидно по удельным затратам электроэнергии, выгоднее
транспортировать наиболее густые гидросмеси. Это также приводит
к уменьшению капиталовложений на 1 т транспортируемого
угля, так как производительность трубопровода будет при этом
наибольшей.
В соответствии с проведенными рассуждениями примем s =
’= 0,35. В этом случае влажность угольной смеси составит при-
мерно 55% по массе, т. е. такая смесь пригодна для непосредствен-
ного сжигания без сгущения. При s = 0,35 производительность
углепровода составит по углю 8160 т/ч или при непрерывной ра-
боте в течение 350 суток в году около 68,5 млн. т.
На основе выполненных расчетов можно считать, что расходы
на транспортирование 1 т угля по углепроводам с трубами диамет-
ром 1400 мм на расстояние 4 тыс. км (из Сибири в Центр) прибли-
женно составляют для каменных углей 4,1 руб., для бурых углей
5,4 руб.
Сравнение вариантов транспорта топ-
лива и энергосистем по затратам на 1 т
условного топлива. Передача топлива или энергии
предполагается в нескольких вариантах: 1) при создании мощ-
ных линий электропередач (на 750 и 1100 кет) постоянного тока
между Восточными и Центральными районами СССР при сжигании
топлива в районах добычи; 2) при организации перевозок обога-
щенного угля Канско-Ачинского и Экибастузского месторожде-
ний в виде подсушенной пыли по специально построенной для
этой цели железной дороге (сверхмагистрали); 3) в виде жидкого
топлива (мазута).
Приведем сравнительные показатели стоимости передачи в
центр страны (на расстояние около 4 тыс. км) 1 т условного топ-
лива (эквивалент 7 тыс. ккал) по нашим расчетам для углепрово-
дов и данным научно-технической Комиссии Государственного
комитета по науке и технике, а также АН СССР. При пересчете
данных по углепроводам на условное топливо примем, что обога-
щение каменных углей (при теплотворности по горной массе 3800—-
204
4000 ккал) повысит их калорийность до 4500 ккал. а бурых (при
теплотворности по горной массе 3000—3900 ккал) — до 4000 ккал.
Тогда сравнительные данные по затратам на 1 т условного топ-
лива для различных вариантов транспорта топлива и энергосистем
можно представить так [19, 30, 38]:
Стоимость в руб.:
углепровода для каменных углей 6,4
электропередачи постоянного тока
на 1100 кет ....................... 7,4
электропередачи постоянного тока на
750 кет <.......................... 9,0
углепровода для бурых углей . . .	9,45
железнодорожного транспорта подсу-
шенной пыли бурых углей ............12,5—13,7
подачи мазута .................... 10,7
При сопоставлении данных заключаем, что вариант с приме-
нением магистральных углепроводов представляет несомненный
практический интерес. Из сопоставления следует также, что маги-
стральный транспорт твердого топлива в^иде углепроводов дол-
жен быть учтен как обязательный вариант при сравнении различ-
ных способов транспорта топлива и энергосистем.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1.	Альтшуль А. Д. Местные гидравлические сопротивления при
движении вязких жидкостей. М., Гостоптехиздат, 1962.
2.	Б е л к и н Н. М. и др. Ротационные приборы. М., «Машиностроение»,
1968.
3.	Б л а г о в а 3. С. и др. Сб. «Применение новых физических и физико-
химических воздействий». М., «Наука», 1967.
4.	Г е л л е р 3. И. К вопросу о пересчете характеристик-центробежного
насоса с воды на .вязкую жидкость. Тр. Грозненского нефтяного института.
Вып. 24,- Госгортехиздат, 1960.
6.	Г о л у ш к о А. С. Местные сопротивления при транспортировании
навоза. Научно-технический бюллетень по электрификации сельского хозяйства,
1969, № 2.
6.	Г о ш т о в т В. И. Влияние микронных фракций на параметры гидро-
транспорта угля. Сб. «Гидравлическая добыча угля», № 12, ЦНИИТЭИуголь,
1966.
7.	Г у с а р о в А. Д. К изучению свойств глин. Сб. Тр. ВНИИжелезо-
бетона, № 11, М., Стройиздат, 1965.
8.	Е в?и л е в и ч А. 3. Расчет и проектирование нлопроводов. М., Изд.
Министерства Коммунального хозяйства РСФСР, 1962.
9.	Ивянский Г. Б. Бетонные смеси, транспортируемые по трубам.
М., Стройиздат, 1968.
10.	И в я н с к и й Г. Б. Организация и технология транспортирования
бетонных смесей по трубопроводам. М., Стройиздат, 1969.
11.	К а з у б о в Д. И., Ч е р н и к и н В. И.* Совместная перекачка неф-
тей и воды по трубопроводам. Сб. «Транспорт и хранение нефти и нефтепродук-
тов», № 6. М., «Недра», 1966.
12.	К а л и н и н В. А. Транспортирование навоза по трубам. «Механи-
зация и электрификация социалистического сельского хозяйства», 1969,
№ 2.
13.	К о р о л е в К М. Новое оборудование для приготовления и транспор-
тирования бетонной смеси. М., Стройиздат, 1969.
14.	Кпгондзер Э. Г., Смолдырев А. Е. Обоснование парамет-
ров гидросмесей для магистральных углепроводов транспорта мелких классов
угля. Физико-технические проблемы разработки полезных ископаемых. СО
АН СССР, 1969, № 3.
15.	Л а т ы п о в Э. К«, Ф'и латов Б.С. Об аппроксимациях уравнения
Букингама для вязко-пластичного течения дисперсных систем. Коллоидный
журнал, т. 25, 1963, Xs 1.
16.	Л и т в и н е н к о А. М. О влиянии бустера на характеристики масс-
ного насоса. «Бумажная промышленность», 1963, Xs 4.
17.	Лихачев Ф. С. Пневматическая транспортировка полужидких
кормов. М., «Машиностроение», 1967.
18.	Мирзаджанзаде А. X. и др. Гидравлика глинистых и цемент-
ных растворов. М., «Недра», 1966.
19.	Нормативы удельных капитальных вложений в строительство газонефте-
продуктопроводов. Газрром СССР, 1964.
206
20.	Офенгёнден Н. Е. и др. Исследование гидротранспорта водб-
угольных суспензий в трубопроводе большого диаметра. C6l «Гидравлическая
добыча угля», ЦНИИТЭИуголь, М., «Недра», 1967, № 1.
21.	Переведенцев В. В. Реологические исследования полужидких
кормовых смесей. «Механизация и электрификация социалистического сельского
хозяйства», 1969, №11.
22.	П е т р е н к о Ф. Ф. Новая технология разработки торфяных место-
рождений. Труды ВНИИ Торфяной промышленности, вып. 25, 1966.
23.	П е т р о в Ю. М. Гидравлический транспорт меловых суспензий.
«Строительные материалы», 1959, № 8.
24.	П ш е и и ч н ы й И. А. О приготовлении тонкодисперсных водоуголь-
ных суспензий. Сб. «Движение гидро- и аэросмесей горных пород в трубах»,
М., «Недра», 1966.
25.	Пшеничный И. Д., Т р а й н и с В. В. Гидротранспорт вязко-
пластичных угольных суспензий. Сб. «Гидравлическая добыча угля», ЦНИИТЭИ,
М., «Недра», 1965, № 3.
26.	Р е й н е р М. Деформация и течение. М., Гостоптехиздат, 1963.
27.	С а ф о н о в Ю. К* Оценка влияния пристенного эффекта на вязкость
содовых суспензий. Труды ВНИИБа, вып. 56, Гослесбумиздат, 1970.
28.	Сб. «Насосы для перекачивания жидкостей со взвесями», ЦИНТИТЭИ
по химическому и нефтяному машиностроению. М., «Машиностроение», 1968.
29.	С м о л д ы р е в А. Е. Движение гидросмесей горных пород в трубах
М., «Наука», 1966.	\
30.	С м о л д ы р е в А. Е. Гидро- и пневмотранспорт. М., «Металлургия»,
1967.
31.	Смолдырев А. Е. Трубопроводный транспорт (элементы теории
и основы расчета). М., «Недра», 1970.
32.	С у х а н о в Д. Я- Работа лопастных насосов на вязких жидкостях.
М., «Машгиз», 1952.
33.	Трайнис В. В. Методы расчета гидравлических сопротивлений
при движении по трубам вязко-пластичных угольных суспензий. Сб. «Совер-
шенствование гидромеханизации открытых горных работ», М., «Недра», 1966.
34.	Ф е д о р о в Н. Ф. Новые исследования и гидравлические расчеты
канализационных сетей. М., Стройиздат, 1964.
35.	Хлебников И. К. Исследование параметров гидротранспорта
кормовых смесей центробежными насосами. Материалы межвузовской конфе-
ренции по гидротранспорту. Изд. МИСИ, 1970.
36.	Ч е б е р к о В. Ф. Некоторые реологические свойства пастообразных
кормовых масс. Труды НИИмеханизации сельского хозяйства Северо-Запада,
вып. 4, 1968.
37.	Ч и н я е в И. А. Роторные насосы. М., «Машиностроение», 1969.
38.	Я б л о и с к и й В. С. и др. Проектирование, эксплуатация и ремонт
нефтепроводов. М., «Недра», 1965.
39.	Я к о в л е в С. В., Ласков Ю. М. Перекачка ила и осадков сточ-
ных вод. М., Госстрой изд ат, 1961.
ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие......................................................... 3
Глава I. Опыт применения трубопроводных транспортных систем ...	5
1.	Транспортирование строительных материалов..................... 5
2.	Транспортирование твердых диспергированных материалов ...	11
3.	Транспортирование волокнистых суспензий..................... 22
4.	Транспортирование отходов производства ..................... 26
5.	Транспортирование гидросмесей в сельском хозяйстве........	29
Глава	II. Свойства гидросмесей и способы измерения их параметров . .	35
1.	Классификация гидросмесей...................................... 35
2.	Физико-механические свойства гидросмесей....................... 39
3.	Способы определения реологических свойств...................... 47
Вискозиметры и экспериментальные установки..................... 62
4.	Реологические характеристики гидросмесей . .’................. 75
Глава	III. Оценка режимов течения гидросмесей в	трубах............. 90
1.	Режимы течения гидросмесей ................................... 90
2.	Определение гидравлических сопротивлений .................... 100
3.	Критерии подобия к гидравлическому расчету................... 105
4.	Местные гидравлические сопротивления......................... 111
Глава	IV. Оборудование для трубопроводного транспорта *........... 119
1.	Центробежные насосы.......................................... 119
2.	Объемные насосы.............................................. 133
3.	Рабочие характеристики насосов'для гидросмесей............... 143
4.	Пневматические насосы (нагнетатели) ......................... 149
5.	Трубопроводы и арматура...................................... 155
6.	Оборудование для приготовления гидросмесей............... . .	166
Глава V. Проектирование и расчет трубопроводов .................... 172
1.	Приближенная методика расчета параметров трубопроводов ...	172
2.	Примеры расчета............................................. 188
3.	Эффективность работы транспортных	установок................. 194
Список литературы ................................................. 206
Анатолий Евтихиевич Смолдырев, Юрий Константинович Сафонов
ТРУБОПРОВОДНЫЙ ТРАНСПОРТ КОНЦЕНТРИРОВАННЫХ ГИДРОСМЕСЕЙ
Редактор издательства Л. П. Стрелецкая Технический редактор В. Д. Элькинв
Корректор И. М, Борейша Переплет художника А. С. Рыбакова
Сдано в набор Э/Х 1972 г. Подписано к печати 7/11 1973 г.
Т-07141 Тираж 3500 экэ. Печ. л. 13,0 Уч.-изд. л. 14,2
Бумага № 3 Формат 60X90/16 Цена 85 коп. Зак. № 2123
Издательство «МАШИНОСТРОЕНИЕ», Москва, Б-78, 1-й Басманный пер., 3
Ленинградская типография № 6 Союзполиграфпрома
при Государственном комитете Совета Министров Сс£Р
по делам издательств, полиграфии и книжной торговли
193144, Ленинград, ул. Моисеенко, 10